焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验.pdf

第 43 卷 第 2 期2023 年 6 月桂 林 理 工 大 学 学 报Journal of Guilin University of TechnologyVol.43 No.2June 2023文章编号:1674-9057(2023)02-0218-06 doi:10.3969/j.issn.1674-9057.2023.02.007焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验王赞芝1,钟 洋1,2,陈道森3,王 丹4,江倩敏5,王 博6,李先一1,杨春旭1(1.广西科技大学 土木建筑工程学院,广西 柳州 545006;2.中铁隧道局集团有限公司勘察设计研究院,广州 511400;3.杭州启创工程设计咨询有限公司,杭州 310051;4.中国建筑第七工程局有限公司,郑州 450008;5.浙江华展工程研究设计院有限公司,浙江 宁波 315012;6.上海中森建筑与工程设计顾问有限公司,上海 200062)摘 要:由 Q235 钢和 Q345 钢制作的新型环保焊接锚垫板可以替代受力性能差、造价高、能耗高的传统铸造锚垫板。为研究焊接锚垫板锚下混凝土锚固区极限承载力、破坏形态及裂缝宽度,采用微机控制四柱压力机对 11 个配置螺旋式间接钢筋的混凝土局部受压试件进行锚固区传力性能试验。结果表明,预应力混凝土锚固区极限承载力实测值明显大于计算值,焊接锚垫板喇叭管直径的增大会降低预应力混凝土锚固区的极限承载力,焊接锚垫板底板厚度的增加会提高预应力混凝土锚固区极限承载力。基于试验结果,提出了考虑焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度影响的焊接锚垫板锚下混凝土极限承载力计算公式。关键词:焊接锚垫板;传力性能试验;锚固区;喇叭管直径;底板厚度中图分类号:U448.35 文献标志码:A在混凝土中建立永久存在的预应力并减少预应力损失,是制作预应力混凝土的重要环节,而后张法因其具有不用加力台座,张拉仪器简易、可靠,方便施工等特点而被广泛应用1-2。在后张法中,锚垫板的作用是将预应力筋张拉所产生的预加力传递给锚下混凝土,故合理布置锚垫板能够解决锚下混凝土的应力集中、开裂及变形问题3-4。以 Q345 钢为底板,用 Q235 钢制作喇叭管经冲压成形和焊接制作而成的锚垫板(即焊接锚垫板)5,与目前采用的铸造锚垫板相比,焊接锚垫板具有受力性能好、生产能耗低等优势。按照预应力筋用锚具、夹具和连接器(GB/T 143702015)附录A 的要求对相同规格的铸造锚垫板与钢制锚垫板进行破坏测试,铸造件开裂,承压失效,而新型钢制件受力区仅下沉 1 mm,可以继续承压,其原因是焊接锚垫板带翼缘的喇叭管可以将压应力扩散,解决了锚下混凝土应力集中的问题。在能耗方面,每生产 1 t 成品铸造锚垫板耗电 950 kWh,而生产 1 t 焊接锚垫板只需 120150 kWh6。公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG 33622018)和混凝土结构设计规范(GB 500102010)的混凝土局部受压承载力公式是基于对普通锚垫板的试验及工程经验建立起来的,该公式是否适用于焊接锚垫板还有待进一步探讨。Rebelo 等7、Shin 等8研究了锚垫板锚下混凝土力学性能,发现锚垫板的尺寸对锚固区的极限承载力有较大的影响。上述规范中混凝土局部受压承载力计算公式未充分考虑喇叭管直径与锚垫板的厚度对局部抗压承载力提高系数 的影响,对配置间接钢筋时局部抗压承载力提高系数 cor的取值,也未充分考虑锚垫板喇叭管直径与锚垫板厚度的影响。美国 ACI 3182019 规范虽然考虑了锚垫板厚度对锚固区极限承载力的影响,但没有提到锚垫板喇叭管直径对锚固区极限承载力的影响。因此,有必要深入研究焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度对锚下混凝土极限承载力的影响。收稿日期:2021-06-02 基金项目:广西科技计划项目(桂科 AB17292022)作者简介:王赞芝(1964),男,博士,副教授,研究方向:预应力混凝土结构,644760427 。引文格式:王赞芝,钟洋,陈道森,等.焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验 J.桂林理工大学学报,2023,43(2):218-223.Wang Z Z,Zhong Y,Chen D S,et al.Load transfer performance of concrete anchorage zone under welded bearing platesJ.Journal of Guilin University of Technology,2023,43(2):218-223.1 试验部分1.1 试件尺寸为了解焊接锚垫板底板厚度和喇叭管直径对混凝土锚固区传力性能的影响,共制作了 11 个试件进行相关试验。确定试件尺寸的原则与实际工程设计中确定构件的原则相反,即试件横截面面积不得大于面积的某一限值,而试件高度不得小于高度的某一限值(横截面偏小,试验时容易产生裂缝;高度偏大,易倾向于失稳)。如果试验满足了要求,实际工程中的构件一定是安全的。据此原则,按照 GB/T 143702015 附录 A 要求,取锚具中心到锚具中心的最小间距和锚具中心到构件边缘最小间距的 2 倍二者中的较小值作为试件正方形截面的边长 a,试件高度 h 取不小于 a 的 2 倍(当然 h 取低易于完成试验)。实际浇筑的试件尺寸见表 1。表 1 各试件尺寸 Table 1 Dimensions of each specimenmm试件编号底板直径底板厚度喇叭管直径长宽高11304702902906302145475290290630316048033033071041804903703708005195595420420850620851044204208507220511045045091082355115480480970925061255205201 0501026561355405401 0901127561405805801 170 1.2 材料的选择及试件制作由于预应力混凝土结构的混凝土强度等级应大于 C40,故本次试验所用试件采用设计强度为C50 的混凝土进行浇筑,混凝土保护层厚度为 24 mm。为了确保混凝土试件底面的平整性,在试件底部粘贴一块 10 mm 厚的钢板。11 个试件的纵筋均采 用 HRB400 钢 筋,箍 筋 和 螺 旋 筋 均 采 用HPB300 钢筋,其配筋简图如图 1 所示。1.3 试件浇筑及应变片粘贴浇筑试件时采用木模板或钢模板,预埋波纹管预留孔道,浇筑过程如图 2 所示。考虑到混凝土碎石粒径在 23 27 mm,选用的应变片长度为 100 mm,在试件的 4 个侧面每面均粘贴 3 个应变片,每3个应变片呈“工”字形布置,“工”字应变片的最图 1 试件尺寸及配筋简图Fig.1 Sketch of a specimens dimensions and its reinforcement图 2 试件制作过程Fig.2 Fabricating a specimen上面距试件上表面的距离为锚垫板高度的 1.1 倍。粘贴位置如图 3 所示,其中 A 为锚垫板高度。贴应变片分为以下步骤:目测应变片表面是否损坏,确保应变片表面无异常后使用万用表检测应变片的电阻是否为 120;使用打磨机处理后,再用酒精清洗,环氧树脂打底,最后用铅笔定位;选择 100 mm 长的应变片并使用胶水将其粘贴;连接导线9-10。1.4 试验方案使用长春试验机厂制造的 500 t 微机控制四柱压力试验机进行锚固区传力性能试验,压力上限为5 000 kN。裂缝宽度观测采用 2009-100 型测量显微镜,其目镜和物镜的放大倍数均为 10,总放大倍率100 倍,数值孔径 0.25,目镜视场直径 18 mm,目镜分划板分度值 0.1 mm,工作距离 6.93 mm。加载前打开送油阀,使上压板下降到与试件上表面刚好接触就停止加载,接着将荷载和位移归零。912第 2 期 王赞芝等:焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验图 3 应变片粘贴示意图Fig.3 Positions where strain gauges plastered为确保试件不出现偏心受压情况,初始加载时检测轴心受压变形。加载方法按照GB/T 143702015 进行,加载速度控制在 100 MPa/min 以内匀速进行:首先将荷载缓慢加至 0.12Fptk(Fptk为预应力筋的公称极限抗拉力,对 5 孔锚垫板 Fptk=51 860140=1 302 kN),观察是否产生裂缝;继续缓慢施加荷载至 0.2Fptk并观察裂缝情况,之后继续加载,每隔0.2Fptk观察一次裂缝情况,直至加载到 0.8Fptk;接着卸载至 0.12Fptk,完成一次加载的循环;接着施加多次循环荷载,循环荷载的上限值为 0.8Fptk、下限值为 0.12Fptk。循环 10 次后,若试件表面裂缝和应变都已经稳定,则继续加载直至试件破坏(此时的荷载为 Fu);若裂缝扩展和应变仍未稳定,则循环加载至裂缝和应变稳定后再加载至试件破坏。若裂缝和应变一直不能稳定,则该试件的试验失效。图 4 为锚固区传力性能加载示意图。图 4 锚固区传力性能试验加载流程Fig.4 Loading procedure for test of force-transformation characteristics in anchorage zone2 试验结果2.1 循环加载时应变变化情况按图 4 的加载程序进行加载,以试件 8 为例,得到循环加载过程中混凝土的纵、横向应变变化情况如图 5 所示。第 10 次循环结束后,混凝土纵向应变 10-6=589-579=10(6-0)/3=(579-454)/3=41.6,纵向应变达到稳定;横向应变10-6=98-96=2 (6-0)/3=(96-76)/3=6.6,横向应变达到稳定,结束循环加载。图 5 混凝土纵、横向应变变化图Fig.5 Variations of longitudinal/horizontal concrete strains vs.time2.2 裂缝发展情况及破坏形态荷载首次缓慢加至 0.8Fptk时,仅不足一半试件出现裂缝。当进入第 1 次循环荷载阶段,所有试件均出现裂缝,其中首次加载至 0.8Fptk时出现裂缝的试件,此时裂缝也有所扩大。第 1、2 次循环荷载阶段,试件的裂缝宽度增大最为明显。当进入第 7 次循环荷载阶段,试件的裂缝发展趋于稳定,仅有部分试件的裂缝宽度有所增加但增加不明显。试件侧面越接近上边缘处裂缝宽度越大,反之则越小;试件顶部越接近中心区域处,裂缝宽度越大,反之则越小,各试件裂缝宽度如表 2 所示。当加载至破坏荷载时,焊接锚垫板底板翼缘发生了翘边的情况,部分试件边缘处的混凝土发生破碎。试件破坏情况如图 6 所示。从试验结果看出,至试件破坏时,每个试件一般出现 710 条左右发源于试件端部的裂缝。在试件端部,裂缝基本呈放射状,在正方形截面的 4 角处裂缝的数量较多,原因是在近角点处的 3 个方向的应力分量皆为拉应力。个别试件裂缝表面附近出现酥松剥落。端面的裂缝扩展至截面边缘便在对应的侧面向下延伸,向下延伸的方向与试件轴线022桂 林 理 工 大 学 学 报 2023 年表 2 试件裂缝宽度 Table 2 Crack widths of specimensmm试件编号首次加载循环荷载阶段 1、2 次3、4 次5、6 次7、8 次9、10 次10.050.100.100.100.100.1020.060.120.120.120.180.1830.000.040.040.100.100.1240.000.060.060.100.100.1250.050.100.120.150.150.1560.080.120.120.140.140.1870.000.100.100.150.200.2080.000.080.100.100.120.1590.000.100.100.150.200.20100.000.100.120.150.170.19110.000.150.150.200.200.20 的倾斜角度一般不超过 20,在端面与侧面的交界处形成贯穿性裂缝。侧面的裂缝常延伸至不到试件高度一半处(约 1/3 高度处),有少数的侧面裂缝发生分叉。其原因为越向下,集中的预加力逐渐转变成混凝土全截面的均布力,与轴线垂直方向的两个拉应力也随之减小,试件的高度为截面宽度的2 倍,而垂直方向的压应力大约在高度一半的位置之后已均匀分布。2.3 试件极限承载力各试件锚固区极限承载力的计算值与实测值如表 3 所示。可知,采用焊接锚垫板试件的极限承载力实测值与理论值之比为 1.36 左右,故采用焊接锚垫板更有利于将应力扩散和减小锚下混凝土应力集中。同时也说明,采用 JTG 33622018 计算的焊接锚垫板锚固区极限承载力明显小于锚固区的实际极限承载力。3 焊接锚垫板锚下混凝土局部受压承载力公式调整3.1 焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度对混凝土局部承压强度提高系数的影响局部受压区截面尺寸对锚下混凝土承载力起控制作用时,其局部抗压承载力计算公式为 0Fld=1.3s fcd Aln;(1)理论=Ab/Al。(2)可见,JTG 33622018的公式未考虑焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度对局部抗压承载力提高系数 的影响,故通过试验获得焊接锚垫板锚下混凝土锚固区极限承载力后,将式(1)变形得到 实测=0Fld1.3 s fcd Aln。(3)据式(3)计算 的实测值,见表 4。对以上数据进行拟合,拟合结果如图 7 所示。理论/实测与d/t 之间具有的线性关系可表示为 理论/实测=0.025d/t+0.473。(4)可见,理论/实测随 d/t 的增大而增大。将式(3)、(4)联立,将得到式(5),即考虑焊接锚垫板喇叭管直径 d 和底板厚度 t 的混凝土局部承压强度提高系数计算公式为 实测=tAb(0.025d+0.473t)Al。(5)图 6 试件破坏图Fig.6 Collapsed specimens and crack distribution whereon表 3 各试件极限承载力理论值和实测值比较Table 3 Comparison between calculated value and experimental value of each specimens ultimate capacities试件编号1234567891011理论值 Fu6077829701 2191 4551 6321 8142 1022 3572 4752 801实测值 FTu8231 0571 3171 6671 9902 2262 4912 8823 2163 3883 844FTu/Fu1.361.351.361.371.371.361.371.371.361.371.37 122第 2 期 王赞芝等:焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验表 4 试件的理论与实测值Table 4 theoretic and testet values for each specimen试件编号理论实测理论/实测d/mmd/t133.280.9147017.5233.210.9357518.75333.160.9498020432.951.029022.5533.120.9609519633.030.9910420.8732.891.0411022832.871.0511523932.971.0112520.81032.871.0513522.51132.851.0514023.4 图 7 理论/实测-d/t 曲线Fig.7 Curve of theoretic/tested versus d/t3.2 焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度对配置间接钢筋时局部抗压承载力提高系数的影响根据 GB 500102010,配置间接钢筋的混凝土构件,局部抗压承载力计算公式为0Fld=0.9(s fcd+k v cor fsd)Aln;(6)cor计算=Acor/Al;(7)cor实测=0Fld-0.9s fcd Aln0.9k v fsd Aln。(8)式中:混凝土局部抗压承载力 Fld1=0.9s fcd Aln,钢筋局部抗压承载力 Fld2=0.9k v cor fsd Aln。从式(6)中可得知,计算锚固区极限承载力时未考虑焊接锚垫板喇叭管直径及底板厚度的影响。故为了得到 cor与焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度的关系,将式(6)变形,得到了式(8),11个试件的cor的计算值与实测值如表 5 所示。对第4、第6 列数据进行拟合,拟合结果如图 8 所示。cor理论/cor实测与d/t 有较好的线性相关性,可表示为 cor理论/cor实测=0.026 7d/t+0.304,(9)再由式(7)、(9)得到 cor实测=tAcor(0.026 7d+0.304t)Al,(10)表 5cor理论-cor实测值Table 5 cor,theoreticand cor,tested for each specimen试件编号cor理论cor实测cor理论/cor实测喇叭管直径/mmd/t12.302.930.7847017.522.102.610.8057518.7532.252.720.828802042.302.520.9139022.552.342.840.823951962.182.600.83810420.872.242.520.8891102282.232.400.9291152392.132.470.86212520.8102.102.320.90513522.5112.222.370.93714023.3 图 8 cor理论/cor实测-d/t 曲线Fig.8 Curve of cor,theoretic/cor,tested versus d/t该式即为考虑锚垫板喇叭管直径和底板厚度的配置间接钢筋时局部抗压承载力提高系数计算公式。4 结 论本文对制作的 11 个焊接锚垫板混凝土试件进行锚固区传力性能试验,得到了试件锚固区极限承载力、应变变化情况及裂缝发展情况。结果显示:(1)试件裂缝在第 1、2 次循环荷载阶段发展得最快,进入第 7 次循环荷载阶段以后裂缝发展逐渐趋于稳定。(2)根据公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范(JTG 33622018)计算焊接锚垫板锚下混凝土的极限承载力与试验值相差较大,试验值约为计算值的 1.36 倍。(3)混凝土局部抗压强度提高系数 及配置间接钢筋时混凝土局部抗压承载力提高系数 cor与焊接锚垫板喇叭管直径和底板厚度密切相关,增大焊接锚垫板底板厚度有利于提高锚固区的极限承载力,增大焊接锚垫板喇叭管直径则会降低锚固区的 极限承载力。222桂 林 理 工 大 学 学 报 2023 年(3)采用 JTG 33622018 规范中的公式计算焊接锚垫板锚固区极限承载力会使得计算结果偏于安全但不经济(d 与 t 的比值越小,则越不经济)。本文式(5)、(10)考虑了 d 和 t 对焊接锚垫板锚固区极限承载力的影响,故采用该公式计算焊接锚垫板锚固区极限承载力会使结果偏于经济,对焊接锚垫板在今后工程中的应用具有较大的参考价值。(4)虽然锚垫板灌浆孔的尺寸相对于底板的尺寸而言较小,本文忽略了锚垫板灌浆孔尺寸的影响,但是理论上锚垫板灌浆孔的存在也会对混凝土锚固区承载力产生影响,需要进一步研究和探讨。参考文献:1 房贞政.预应力结构理论 M.2 版.北京:中国建筑工业出版社,2014.2 卢春玲,张哲铭.FRP 在加固系统中预应力损失研究综述J.桂林理工大学学报,2020,40(4):753-761.3 钟新谷,舒小娟,姚锋,等.预应力锚固结构锚具与垫板切向刚度识别研究 J.应用力学学报,2017,34(2):384-389.4 马倩,朱万旭,苏海霆,等.预应力锚垫板结构优化设计J.四川理工学院学报(自然科学版),2014,27(1):81-87.5 王和林,邓年春,伍圣华.冲焊结合的新型预应力锚垫板及锚下受力分析 J.西部交通科技,2017(10):73-77.6 王赞芝,江倩敏,王博,等.高强环保型预应力用锚垫板的研制及示范应用最终技术报告 R.柳州:广西科技大学,2020:13-15.7 Rebelo J,Marcho C,Lcio V.The efficiency of confinement reinforcement in post-tensioning anchorage zones J.Maga-zine of Concrete Research,2021,73(6):271-287.8 Shin J,Kim J H,Chang H J.Anchor plate effect on the brea-kout capacity in tension for thin-walled concrete panels J.Engineering Structures,2016,106:147-153.9 杨艳敏,王勃,朱坤.建筑结构试验 M.北京:化学工业出版社,2010.10 Avrul J.实验应力分析手册 M.陈棣华,余天庆,段自力,等,译.北京:机械工业出版社,1994:241-245.Load transfer performance of concrete anchorage zone under welded bearing platesWANG Zanzhi1,ZHONG Yang1,2,CHEN Daosen3,WANG Dan4,JIANG Qianmin5,WANG Bo6,LI Xianyi1,YANG Chunxun1(1.School of Civil Engineering and Architecture,Guangxi University of Science and Technology,Liuzhou 545006,Chi-na;2.Survey,Design and Research Institute of China Railway Tunnel Group Co.,Ltd.,Guangzhou 511458,China;3.Hangzhou Qichuang Engineering Design Consulting Co.,Ltd.,Hangzhou 310051,China;4.China Construction Sev-enth Engineering Bureau Co.,Ltd.,Zhengzhou 450008,China;5.Zhejiang Huazhan Institute of Engineering Research&Design,Ningbo 315012,China;6.Shanghai Zhongsen Construction and Engineering Design Consulting Co.,Ltd.,Shanghai 200062,China)Abstract:Casting anchor plate has the disadvantages of poor mechanical performance,high cost and high ener-gy consumption,so a new environmental protection anchor plate is needed to replace it.At present,a new wel-ded anchor plate made of Q235 steel and Q345 steel can replace the traditional cast anchor plate.In order to study the load transfer performance of concrete anchorage zone under welded anchor plate,such as the ultimate bearing capacity,failure mode and crack width of the specimens,a microcomputer controlled four-column press is used to carry out the load transfer performance tests on 11 partial compression concrete specimens with screw type indirect reinforcing bars.The experimental results show that the measured value of the ultimate bearing ca-pacity of the prestressed concrete anchorage zone is obviously larger than the calculated value,the increase of the diameter of the horn tube of the welded anchor plate will reduce the ultimate bearing capacity of the pres-tressed concrete anchorage zone,and the increase of the thickness of the welded anchor plate bottom plate will increase the ultimate bearing capacity of the prestressed concrete anchorage zone.Based on the test results,a formula for calculating the ultimate bearing capacity of concrete under anchor of welded anchor pads is pro-posed,considering the influence of the diameter of horn tube and the thickness of bottom plate.Key words:welded bearing plates;load transfer test;anchorage zone;horn tube diameter;thickness of bottom plate(编辑 李亚静)322第 2 期 王赞芝等:焊接锚垫板锚下混凝土锚固区传力性能试验