锚固应力

关键词：

锚固应力（精选九篇）

锚固应力篇1

1 工程概述

天津海河大桥工程主桥设计为双索面独塔斜拉桥结构,跨径布置为310m主跨+2×50m+2×40m边跨。主桥采用在桥塔处设置0号拉索以及纵向阻尼器限位装置的半漂浮体系。梁体采用钢与混凝土组合结构,即主跨310m大部分采用钢梁,全部边跨以及靠近主塔10m长度范围内采用预应力混凝土梁结构,梁高均为3m,预应力混凝土箱梁采用与钢梁外形一致的单箱5室断面形式。

海河大桥主塔呈钻石型,主要由塔靴、下塔柱、中塔柱、上塔柱、下横梁及上横梁组成。上塔柱和中塔柱顺桥向6.0～8.0m线性过渡;上塔柱顺桥向壁厚1.5m,中塔柱顺桥向壁厚0.8m;上塔柱和中塔柱横桥向宽由3.0～4.0m线性过渡。拉索C 1～C 18斜拉索索塔锚固区设在上塔柱塔壁内侧。上塔柱为PC结构。

2 索塔预应力布置形式

目前国内在大跨度斜拉桥索塔形式中,箱形截面混凝土索塔占据主流为抵抗斜拉索锚下强大集中力对箱形截面索塔的作用,保证斜拉索锚固区有足够的抗裂性和极限承载力,对斜拉索的锚固区构造通常有几种做法[3]:

1)拉索间设钢锚梁(钢扁担),形成自平衡体系,如上海的南浦大桥、杨浦大桥。

2)索塔截面内布置双向直线或曲线预应力索,或称井字形索,如芜湖长江大桥、福建青洲闽江大桥、湖南岳阳洞庭湖大桥等。

3)采用大吨位、小半径的U形预应力束布置。有横桥向开口的U形索,如润扬长江公路大桥北汉斜拉桥;有顺桥向开口的U形索,如南京长江二桥南汉斜拉桥等[4]。

海河大桥桥塔箱壁布置着用于斜拉索的索管、劲性骨架,较密的塔柱钢筋,留下的操作空间很小,布设U形钢束容易与箱室内壁别的钢筋和构件发生冲突,布设预应力筋时不容易定位,施工难度较高。环形束的长度较长,弯折角几乎接近90°,必使预压力损失大。采用井字形预应力筋布置方式,可以克服以上的缺点,可以通过调节横向和纵向的预应力筋的根数灵活地控制塔前壁与塔侧壁的应力,达到各截面应力比较均匀的效果,而且井字形预应力筋的施工相对容易。

3 有限元模型

对索塔锚固区进行局部应力分析,截取索塔C 12节段锚索区(高度取5.4m)模型,索力加载采取完全仿真的斜向加载,加载的大小等于成桥索力。模型平面如图所示有限元计算模型如图所示

1)单元类型选取。混凝土塔壁箱梁段采用高阶块体单元solid45模拟,预应力钢筋采用link8单元模拟。

2)边界条件模拟。计算模型中边界条件为将节段模型底端固结。

3)荷载工况。选取两种工况进行计算:即预应力张拉后还未挂索时的索塔应力情况;最大索力作用下索塔齿块及箱壁应力情况。

4 计算结果分析

4.1 预应力作用结果

节段模型在预应力张拉后的应力情况如图3所示。可以看出,在预应力作用下,箱室短边和长边法向应力以受压为主,仅在箱室短边抹角附近出现最大为0.85MPa的横桥向拉应力;锚块与箱室内壁相交处出现较大的主拉应力,其中主跨最大为3.16MPa,边跨最大为6.37MPa。

4.2 预应力和索力作用结果

图4为预应力和索力作用下的应力分布情况。箱室短边法向出现最大为1.55MPa的拉应力,长边法向为压应力;锚块与箱室内壁相交处出现较大的主拉应力,其中主跨最大为12.1MPa,边跨最大为13.6MPa。

4.3 数据统计

索塔锚固区应力情况见表1。

MPa

5 结语

1)在锚块与箱室内壁相交处存在应力集中现象,但区域较小,建议在此区域加强配筋。

2)箱室长边内外边缘和短边外边缘在预应力和索力作用下还存在一部分的预压应力;箱室短边内边缘抹角处在预应力和索力作用下出现最大为1.55MPa的拉应力,建议在短边内侧加强配筋,防止出现裂缝。

3)在预应力钢束作用下,索塔前壁的外侧是纵桥向容易出现拉应力的部位,索塔侧壁的外侧是横桥向容易出现拉应力的部位,在预应力束布置时,需充分考虑外侧的压应力储备,同时也应考虑预应力对结构产生的局部拉应力增大。

4)在施加了索力作用后,除去局部应力集中点,塔壁基本处于受压状态,但考虑到索孔的削弱作用,应该采用钢导管和局部加强钢筋。

5)索塔锚固区域将拉索传来的强大集中力传递到主塔整体结构上。由于锚固区孔道的削弱和材料的不均匀性等因素使之受力复杂故应根据应力分析情况,调整预应力束布置位置,使结构受力更加合理[5]

参考文献

[1]李国平.预应力混凝土结构设计原理[M].北京:人民交通出版社,2002.

[2]严少波,裴丙志.斜拉桥索塔锚固区空间应力分析模型[J].国外桥梁,2000,20(3):22-24.

[3]王峰军,项贻强.斜拉桥索塔节段足尺模型试验与分析研究[J].西南交通大学学报,2001(2):8-11.

[4]刑立强.锚下混凝土的应力分析[J].工程结构,2005,25(4):73-76.

锚固应力篇2

在考虑地基与储罐相互作用的情况下,采用有限元法对储罐在水平地震荷载作用下的应力及应变反应进行了数值计算.对3×104 m3和2×103 m3罐壁应力及应变的分析结果表明:环向、轴向应力及应变的分布形式呈现出明显的下部大上部小的特点,在偏底部的.位置出现应力和应变的峰值;储液罐在水平地震作用下“象足”变形是由纵向压应力达到屈曲临界应力导致的屈曲破坏,不是强度破坏,即破坏属于失稳破坏而非强度破坏.

作者：孙建刚宫克勤齐含兵王莉莉 SUN Jiangang GONG Keqin QI Hanbing WANG Lili 作者单位：孙建刚,SUN Jiangang(大连民族学院,土木建筑工程学院,辽宁,大连,116600;大庆石油学院土木建筑工程学院,黑龙江,大庆,163318)

宫克勤,齐含兵,王莉莉,GONG Keqin,QI Hanbing,WANG Lili(大庆石油学院土木建筑工程学院,黑龙江,大庆,163318)

锚固应力篇3

关键词：复杂地质；预应力锚索；锚固力；二次劈裂注浆

中图分类号：TU476 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2016）05-0155-01

近些年来，随着社会经济的不断发展，土建、水利等各种建设工程数量不断增加，工程施工中的岩层稳定是一项重要施工内容。预应力锚索技术在岩层加固中应用较为广泛，其施工水平会对整个工程建设周期、造价等产生极大影响[1]。保证锚固力达到设计值是预应力锚索施工成败的一个关键工序，所以，研究锚固力影响因素，探索锚固力实现措施，有着重要现实意义。本文就京台线建瓯至闽侯高速公路福州段JTA3合同段K111+060～K111+130段左侧边坡研究分析。

1 工程概况

京台线建瓯至闽侯高速公路福州段JTA3合同段K110+060～K111+130段左侧边坡最高约45 m，边坡最高为5阶，原设计采用拱形骨架防护。由于强降雨影响，边坡第一阶坡面出现裂缝，坡体开裂下错，拱形骨架开裂，边坡坡面有大量地下水渗出。查阅设计资料边坡地质为上覆薄层的坡积粘土，厚度约2.9 m，残积粘土厚度约5 m，砂土状强风化（晶屑）熔结凝灰岩厚度约2.2 m，碎块状强风化（晶屑）熔结凝灰岩厚度约 10.2 m，中风化（晶屑）熔结凝灰岩厚度约4.1 m，下伏微风化（晶屑）熔结凝灰岩。现场调查发现边坡上山体汇水面积大、地表植被茂密，地下水丰富，坡体孤石多，坡体地质情况很复杂。

经专家研究决定，在K111+060～K111+130段第1阶坡面增设满布8 m×8 m预应力锚索框架；采用6束预应力锚索，孔径为Ф150 mm，锚索总长30 m，锚固段长度12 m。

预应力锚索钻孔施工出现的问题有成孔和注浆困难等，不仅会造成经济、工期损失，而且也难以保证锚索锚固力满足设计要求。

2 复杂地质预应力锚索锚固力的影响因素

根据京台线预应力锚索施工经验分析预应力锚索锚固力低的主要影响因素有以下两方面因素。

2.1 地下水因素

现场钻孔时发现地下水非常丰富，采取常规钻孔施工时，地下水和钻渣结合形成泥浆，泥浆会封堵钻头处的风眼，沉渣无法吹出，锚孔成孔拔出钻杆后，钻造的孔马上被泥浆填充，锚索安装困难，注浆液无法渗透地层形成锚固段，锚索锚固力比较低。

2.2 岩层破碎和孤石因素

在预应力锚索钻孔时，有些段落钻孔需要穿过风化不均匀并夹杂大量孤石的岩层，受岩层破碎和孤石的影响，经常容易出现钻孔坍塌情况，导致卡钻，造成钻孔中止，锚索长度无法满足设计长度，注浆量达不到设计要求，为保证锚索长度和注浆量，保证锚固力满足设计要求，必须采取相应的施工措施。

3 复杂地质预应力锚索锚固力提高的有效措施

3.1 设置排水孔、降低地下水位

地下水丰富造成泥浆堵塞风眼难于成孔问题，可以采取设置排水孔、降低地下水位的方式来解决。就本工程而言，可以通过在第1和第2阶坡脚处设置仰斜式排水孔，其仰角为6 °，孔直径为100 mm，孔间距4 m，孔深20 m，可以有效减少目标地层的含水量，地下水位显著下降，确保锚索长度按设计安装施工，注浆液容易渗入周围地层并形成锚固段。

3.2 采取套管跟进钻孔施工方式

本工程岩层破碎、稳定性差、存在大量孤石的特点，采取套管跟进的方式，预防不稳定的石块进入到钻造好的锚索孔中，给钻机钻进过程造成干扰，从而保证锚孔达到设计深度。

在套管跟进钻孔施工中，其主要技术要点有：

首先，做好钻机的安装。挖土并大致整平场地，调整钻孔机钻臂架的水平位置、高度、方位和倾角，使钻杆和套管夹具对准孔位，调整方位和倾角符合设计要求。

其次，安装管靴及第一节钻杆和第一节套管。第一节钻杆和第一节套管的前端镶有钻头，后端为丝扣。将钻杆插入套管中，置于钻臂架上，前端对准孔位；开动钻机，动力头正转，先安装第一节钻杆，再安装第一节套管。

第三，动力头同时带动钻杆和套管回转钻进。当遇有碎块状和孤石时，采用回转和冲击双作用钻进；钻进时从钻杆中用空压机压入空气吹出石渣，当第一节钻杆和套管钻到位后，安装第二接套管[3]。

第四，安装第二节钻杆和第二节套管，钻进清查，安装以后各节钻杆和套管，直至钻到设计要求深度。

最后，在安装锚索后，将钻杆逐节拉出并拆除。

3.3 注浆采用钢花管二次劈裂注浆

由于地下水影响，在锚孔成孔安装完锚索后，整个锚孔被泥浆填充，因泥浆护壁和润滑作用，导致注浆的浆液很难扩散到周围土体中，造成锚固力无法达到设计值700 kN，需要通过二次劈裂注浆来解决此问题。

在二次劈裂注浆中，PVC管材质注浆管无法承受二次劈裂注浆的高压力，影响浆液扩散效果，对此，本文采取钢花管二次劈裂措施，确保浆液通过高压泵压入周围土体，增加锚固段和土体的粘结力来提高锚固力。钢花管二次劈裂注浆其主要技术要点有：

首先，劈裂注浆管取壁厚2.0～2.5 mm的Φ22mm镀锌钢管，注浆距端头0.5 m至锚固段范围内梅花形布置孔径5mm间距 50 cm的出浆眼，钢花管每根长3.5 m，每个管之间用管接头连接，钢花管钻孔处用塑料胶带封闭，以防第一次注浆时浆液渗入钢花管影响二次劈裂注浆。

其次，锚索安装时，先安装第一节钢花管，待管尾离孔口 1 m左右时，安装第二节钢花管，依次安装完成。

第三，第一次用PVC注浆管利用水泥浆的压力和浮力将钻孔泥浆压出孔外，注浆时注意观察孔口流出浆液的颜色，当流出的浆液为纯水泥浆时，即停止注浆，使水泥浆液和锚索在锚固端粘结。

第四，当注浆浆液初凝时开始，采用水灰比0.5～0.6水泥浆，钢花管连接高压注浆管，打开排气阀，逐渐加压注浆，排出管内气体或残留水，当排气阀流出水泥浆液时，将排气阀封堵，继续加压注浆，注意观察、记录注浆量和孔口压力表的变化，注浆体在孔周围内的土体缝隙中延伸，扩散的浆体和土体形成锚固段，起到锚固作用，有效增大锚固力。

在本工程中，通过采取降水、套管跟进、钢花管二次劈裂注浆的方式，可以有效解决锚索在复杂地质中锚固力低的问题。经张拉试验后，锚索锚固力已经完全满足设计要求，达到了预应力锚索框架加固塌方边坡的效果，本次抢险工程按工期要求保质保量的完成。

4 结语

综上所述，预应力锚索施工技术是现代工程建设中的一项重要技术，属于整个工程建设的环节，保证预应力锚索施工在预定工期内完成，对整个工程施工顺利进行有着重要意义。预应力锚索锚固力高低是决定预应力锚索工程关键因素，了解复杂地质条件下锚固力低的相关影响因素，采取合适的措施加以解决，确保锚索的施工质量，提高锚固力，有着十分重要的现实意义。

参考文献：

[1] 高小鱼，许水潮.松散堆积体预应力锚索钻孔施工措施[J].土工基础，

2009，（1）.

[2] 李世春，王浩.地下洞室顶拱预应力锚索快速施工技术[J].云南水力发电，2012，（6）.

[3] 李秀龙.高边坡预应力锚索钻孔精度控制技术[J].云南水力发电，2014，

水泥锚固剂预应力锚杆施工工艺篇4

1.1 电站概述

锦屏二级水电站位于四川省凉山彝族自治州木里、盐源、冕宁三县交界处的雅砻江干流锦屏大河弯上, 是雅砻江干流上的重要梯级电站。锦屏二级水电站利用雅砻江下游河段150 km长大河弯的天然落差, 通过长约16.67 km的引水隧洞, 截弯取直, 获得水头约310 m。电站总装机容量4 800 MW, 单机容量600 MW。

锦屏二级水电站地下厂房洞断面采用圆拱直墙型, 顶拱采用三心圆拱。主厂房全长352.44 m, 高72.2 m, 宽28.3 m。厂房边墙支护形式为锚杆、挂钢筋网、喷射混凝土和预应力锚索支护。尾闸室采用地下埋藏式布置, 共设8个事故闸门井、8个闸门库和一个通长布置的闸门检修平台和启闭机室。边墙支护形式为锚杆、挂钢筋网和喷射混凝土支护。

1.2 地质概况

主、副厂房围岩为微风化的条带状云母大理岩和微风化状灰黑色中厚层细晶大理岩, 顶拱出露的断层有24条, 宽度大多在0.5 m以内, 多与厂房轴线的成大角度相交, 带内充填碎裂岩、挤压片岩、角砾岩及少量岩屑。裂隙发育, 沿面大多铁锰质充填或渲染, 岩体完整性较差。厂房部位近EW向倾S的中缓倾长大结构面发育, 其与陡倾角断层或陡倾层面裂隙互相切割组合也可形成多个小型的不稳定楔形体, 稳定条件一般, 故需在高边墙中上部采取预应力锚杆加强支护。

尾闸室岩台以下部分边墙受地质结构面N20~30°ESE, ∠50~60°断层破碎带切割形成不稳定块体, 对边墙稳定构成了威胁, 故需采取预应力锚杆加强支护。

1.3 地应力

从区域上说, 工程区位于川藏交界处, 临近主要的构造带, 构造应力强度较高, 锦屏工程区有较高的地应力, 地应力释放将导致围岩的破损, 从而影响围岩的稳定性。根据可研阶段地应力测试成果, 最大主应力量级一般在10.6~16.79 MPa之间, 最小主应力为6.5~9.9 MPa。以近垂直岸坡方向为主, 其平均方向为S43.1~47.4°E, 与区域最大主应力NWW方向基本一致, 属中高地应力区。

1.4 支护形式概述

地下厂房边墙系统支护形式为锚杆、挂钢筋网、喷射混凝土和预应力锚索支护。尾闸室边墙系统支护形式为锚杆、挂钢筋网和喷射混凝土支护。

地下厂房和尾闸室边墙围岩基本稳定, 但由于局部稳定性差, 存在不稳定块体、层面裂隙密集发育, 岩石挤压破碎, 且部分已喷混凝土出现鼓包、开裂和脱落现象, 针对以上情况, 为确保围岩稳定, 经设计院论证后采用预应力锚杆 (Φ28、Φ32、Φ36, T=80 k N、T=120 k N) 进行加强支护, 总支护量约7 256根。

2 材料、机具

预应力锚杆为符合国家标准Ⅱ级螺纹钢筋杆体 (由厂家定尺制作) 、垫板为Q235钢板-规格200×200×8 mm, 锚杆杆体用车床车丝, 车丝长度为20~25 cm。由于采用先注入锚固剂后插入锚杆, 为方便锚杆插入锚杆孔, 将锚杆没有车丝一端加工成楔形。

速凝段、缓凝段分别为速凝锚固剂、缓凝锚固剂;锚固剂入孔用厂家提拱的专用锚固剂压力喷枪。

扭力扳手为TG200-1 000 N·m扭力扳手。

3 室内相关试验

室内相关试验主要为水泥锚固剂凝结试验与抗压强度检验和扭力扳力的率定试验。水泥锚固剂凝结试验与抗压强度检验是为确定初凝、终凝时间及水泥锚固剂达到张拉强度所需的时间。

3.1 水泥锚固剂室内试验

选用郑州兰瑞工程材料有限公司生产的MSJK3型、MSJM1型号水泥锚固剂。为确定预应力锚杆张拉最佳时间, 需对水泥锚固剂初凝时间、终凝时间、4 h抗压强度、1 d抗压强度、7 d抗压强度和28 d抗压强度进行室内试验, 以指导现场施工。具体检验成果, 见表1、表2。

根据室内试验成果表可知:MSJK3型速凝锚固剂强度室内试验, 6 h时达到20 Mpa以上;MSJM1型缓凝锚固剂初凝时间为15.1 h, 厂家标准为>8 h, 为此确定在插杆后6~14 h后均可进行水泥锚固剂预应力锚杆张拉。

3.2 扭力扳手率定

预应力锚杆需要施加T=120 k N或T=80的初始预应力, 选用浙江嵊州生产的预置式TG型200-1 000 N·m扭力扳手。在进行预应力锚杆生产性试验之前, 需先对预置式TG型200-1 000 N·m扭力扳手进行率定, 根据率定结果进行一元线性回归分析, 得出一元线性相关方程, 并根据一元线性相关方程计算达到T=120 k N的初始预应力所对应的扭矩值, 预应力锚杆预应力与扭矩值对照, 见表3。

注:回归方程1:y=0.152 9x+32.775, 相关系数R2=0.982 1, 率定报告编号GS28-071298。回归方程2:y=0.150 3x+34.5, 相关系数R2=0.998, 率定报告编号GS28-071297。其中, x为扭力扳手扭矩值刻度, y为施工加的预应力值。

由表3可知, 要使预应力锚杆达到T=120 k N、80 k N的初始预应力, 扭力扳手1所对应的扭矩值分别为570.47 N·m、308.86 N·m, 扭力扳手2所对应的扭矩值分别为568.86 N·m、302.73 N·m。

4 模拟试验

模拟试验锚杆孔采用长6.0 m、普通Φ48钢管, 内径为Φ42 mm, 焊管一端采用钢板焊接封堵。锚杆杆体为Φ28螺纹钢筋、垫板为Q235钢板, 锚杆杆体一端用车床车丝, 车丝长度为20~25 cm。现场共进行了两根锚杆试验。

根据模拟试验成果, 模拟试验水泥药卷用量如下:6 m预应力锚杆单孔药卷50节, 其中锚固端按2.0 m考虑, 即单孔药卷数量为:速凝锚固剂 (锚固端) 17节, 缓凝锚固剂33节;9 m预应力锚杆单孔药卷75节, 其中锚固端按3.0 m考虑, 即单孔药卷数量为:速凝锚固剂 (锚固端) 25节, 缓凝锚固剂50节。

5 现场生产性试验

预应力锚杆正式投入现场施工之前, 须进行现场生产性试验。试验目的主要是为了确定锚固剂药卷节数 (用量) 及密实度, 验证锚杆加强支护的效果。

5.1 生产性试验部位

预应力锚杆主要在主副厂房Ⅱ层 (32、9 m, 36、9 m普通预应力锚杆) 及尾闸室Ⅱ层 (28、6 m普通预应力锚杆) 合适部位分别进行3种规格锚杆的施工。

5.2 预应力锚杆施工工艺

5.2.1 施工工艺流程

施工准备→测量放线→多臂钻钻孔→孔道清理→锚固剂药卷安装→预应力锚杆安装→锚固剂找平→安装锚垫板→施加预应力→密实度无损检测

5.2.2 施工方法

1) 钻孔。锚杆钻孔采用Boomer 353E三臂台车钻孔。钻孔的定位按施工图纸要求进行布置, 孔位差不>100 mm, 根据锚杆规格不同, Φ28、Φ32、Φ36水泥锚固剂锚杆分别为Φ42 mm、Φ51 m、Φ57 m钻头钻孔, 钻孔深度按设计要求超深20 cm左右。钻孔完成后用高压水将锚孔内残留的岩粉冲洗干净, 锚杆施工前用高压风将孔内的积水冲干净。

2) 孔道清洗。钻孔完成后用高压水将锚孔内残留的岩粉冲洗干净, 锚杆施工前用高压风将孔内的积水冲干净。

3) 锚固剂药卷安装。药卷安装采用353E三臂台车作业平台辅助配合, 药卷安装前, 将孔内积水用高压风冲洗干净。将速凝锚固剂或缓凝锚固剂分先后定量在水中浸泡, 时间按生产技术说明浸泡1~2 min, 一般为不冒泡为止, 浸泡药卷一次不多于15支。将硬质PVC管插入孔底, 然后逐条放入锚固喷枪枪膛中, 接通风路 (工作风压为0.4~0.7 MPa) , 扣动板机, 将水泥锚固卷按先速凝, 后缓凝送入锚孔中, 边打边向外移动PVC导管。速凝锚固剂或缓凝锚固剂药卷直径32 mm, 长度25 cm。

考虑模拟试验采用普通钢管内径与实际钻孔孔径相比较小, 且实际施工中岩石孔壁渗浆等情况, 设计、监理及我部技术人员现场由生产性试验确定, 生产性试验时实际水泥药卷用量为理论用量的1.5~2.0倍。

由此根据模拟试验成果, Φ28、6 m预应力锚杆单孔药卷75节, 其中锚固端按2.0 m考虑, 即单孔药卷数量为:速凝锚固剂 (锚固端) 25节, 缓凝锚固剂50节;Φ32、9 m预应力锚杆单孔药卷135节, 其中锚固端按3.0 m考虑, 即单孔药卷数量为:速凝锚固剂 (锚固端) 45节, 缓凝锚固剂90节;Φ36、9 m预应力锚杆单孔药卷150节, 其中锚固端按3.0 m考虑, 即单孔药卷数量为:速凝锚固剂 (锚固端) 50节, 缓凝锚固剂100节。

4) 锚杆安装。人工将锚杆放入353E三臂台车臂上, 利用台车将锚杆插入孔底后, 开动三臂台车冲击器, 轻轻地冲击锚杆, 使锚杆与锚固剂、锚固剂与岩壁充分接触。

锚杆安装到位后, 同时用两块木楔将锚杆固定在锚杆孔中部, 以免锚杆松动或从孔中脱出。张拉前将钢垫板和螺帽套入锚杆, 调整垫板和锚杆垂直后上紧螺帽, 螺帽和锚杆配合要适度, 可适当加入润滑油, 然后给锚杆编号, 并详细纪录每根锚固剂预应力锚杆施工时间。

5) 锚杆张拉。根据记录情况, 在速凝水泥锚固剂终凝后, 即张拉前速凝水泥锚固剂的强度≥20 MPa, 缓凝水泥锚固剂初凝前进行, 根据试验结果, 缓凝锚固剂初凝时间为15.1 h, 厂家标准为大于8 h;速凝锚固剂强度试验表明, 6 h时在达到20 MPa以上。为此确定在注入锚固剂后7~12 h后均可进行水泥锚固剂预应力锚杆张拉。

先用扳手进行预紧, 再用进一步进行张拉, 扭力扳手张拉前先把读数拨到按线性回归方程计算的扭矩值, 张拉时注意加载要均匀, 按设计预应力一次张拉到位, 当达到预设扭矩值 (对应设计预应力) 时, 扭力扳手的发出“咔哒”声响时停止张拉。

6) 锚杆检测。预应力锚固剂锚杆施工后3 d进行密实度无损检测抽查。对厂房、尾闸室所做的预应力锚杆密实度均>75%。抽查检测合格率为100%。

6 结语

预应力锚杆主要施工工序为锚固剂药卷的安装和锚杆张拉。使用扭力扳手施加预应力, 在几分钟内就可以顺利完成, 加快了施工进度, 提早稳固了边墙围岩。一定程度上提高了施工效率。结合施工期安全监测的监测数据, 采取预应力锚杆合理而适时有效的加强支护措施, 确保了高边墙部位围岩稳定。

锚固区应力分析及拉压杆模型篇5

自20世纪70年代以来, 在我国公路桥梁建设中, 无论是城市道路高架桥还是跨越江河的中等跨径桥梁, 都大量采用了预应力连续箱梁这种结构体系。由于薄壁箱形结构空间受力特性和锚固区附近的受力情况非常复杂, 在预应力混凝土连续刚构桥梁和预应力混凝土连续箱梁桥中, 尽管是按照全预应力设计, 要求结构混凝土中不出现拉应力, 但对已经建成的预应力混凝土连续刚构桥梁和预应力混凝土连续箱梁桥的调查中发现, 有相当大一部分该类桥梁在建设过程中或运营阶段发生了较严重腹板斜裂缝及锚固区附近裂缝, 大大降低了结构的承载能力, 影响了结构的安全性和耐久性。箱梁结构锚固区受力分析及设计问题一直是各国在预应力混凝土领域研究的热点问题, 但是各国的研究方法和结果之间目前还存在较大差异, 因而容易形成安全隐患, 因此有必要对预应力锚固区做进一步深入的研究。

2 拉压杆基本原理

混凝土结构按照是否符合平截面假定, 可分为B区和D区, 前者符合平截面假定, 后者则不符合[6]。D区位于集中荷载作用处、支座处及截面形状突变处, 对于箱梁锚固区显然应属于D区。拉-压杆思想起源于大约100多年前Ritter和Morsh提出的用于混凝土梁抗剪设计的桁架理论, 20世纪80年代, Sehlaieh、Sehafer和Jennewein等扩展了桁架理论的应用范围, 把他引入到混凝土D区的设计中。其设计思想是直接依据有限元程序分析得到的结构内部应力分布图及应力曲线图 (或荷载传力路径) , 分析出整个结构内部的“力流”, 而不再是求某一特定截面上的力。将同一方向上承受主压应力的混凝土区域用压杆模拟, 同一方向上承受主拉应力的区域用拉杆模拟, 主要的拉压杆交汇区以结点模拟, 从而建立一个替代原结构的拉压杆模型 (strut-and-Tie Model) , 并根据作用在模型上的内外力平衡条件计算出模型内杆件的内力。GP.wonman, J.E.Breen和M.E.Kreger等的研究结果表明:拉-压杆模型对于描述力的传递路径和进行细部配筋都是非常有效的, 按照拉-压杆模型计算的结果是偏于保守的。同时建议在进行有限元分析基础上确定拉-压杆模型。

按锚固点在混凝土箱梁纵向位置可分为端锚和中间锚;端锚按锚固点在截面的竖向位置及方向又可分为单中心直锚、单偏心直锚、单斜锚 (包括偏心斜锚和斜弯锚) 、群中心直锚、群偏心直锚、群斜锚等6种基本类型[3], 实际情况多为这几种基本类型的组合。单中心直锚是所有预应力锚中最简单的一种布置形式, 但也是最具有代表性的一种预应力布置形式, 本文通过简单算例, 应用ANSYS软件对矩形截面单中心直锚进行了详细的锚下应力分析, 阐述了锚垫板尺寸与锚固区应力的相互关系, 并按所得到的有限元应力流得到相应的拉压杆模型。

3 算例分析

为分析单中心直锚锚固区的应力分布情况, 现按图1建立一个实体模型, 模型截面为正方形, 尺寸200×200cm, 高度为2×200=400cm, 混凝土标号C50, 其截面正中作用有φs15.2-50的预应力束一个, 方便分析锚下应力的需要, 锚垫板定为正方形 (与钢束类型不匹配, 匹配尺寸见OVM) , 锚垫板截面尺寸按截面高度的0.1～0.3倍依次取值, 级差0.1, 并定义λ=a/h。锚垫板高度10cm。

对于所加力F, 按张拉应力1395MPa计算。混凝土弹性模量Ex=3.45x1010, 泊松比v=0.2, 锚垫板弹性模量Ex=2.12x1011, 泊松比v=0.31。因为锚垫板的弹性模量较之混凝土的大一个数量级, 故建模分析时力F按均布加载在锚垫板截面上, 同时建模时忽略管道的影响。

λ、a、F关系如表1:

建模分析应用ANSYS软件, 混凝土单元应用Solid65, 锚垫板应用Solid45, 并相应赋予不同材料特性, 因篇幅所限, 具体建模过程略去, 有兴趣的读者可参阅相关ANSYS手册或帮助。

4 结果分析

因算例及所建模型的局限性, 在此讨论应力值大小不具任何意义, 在此我们仅探讨应力分布。经过分析求解及后处理, 当λ=0.1、0.2、0.3时的应力等高线图及应力矢量图, 如图2、图3、图4所示:

由应力图可见, 在预应力集中荷载作用下, 锚前一定范围内存在较大的劈裂应力区 (这与JTG-2004中P220所提及的枣核形拉力区是吻合的) , 劈裂应力对承压比λ的变化比较敏感, 随着λ增大, 劈裂应力区迅速减小, 当λ取0.3时, 劈裂应力区已经接近不存在, 且大致分布在0.2～0.6h的范围内, 此范围外劈裂应力很小或接近不存在。另外从λ=0.1与0.2的横向应力图中可以看出, 劈裂应力区距锚垫板的距离也随着λ的增大而增大。同时我们看出在锚固端截面横向及构件边缘存在较高的胀裂应力, 而且胀裂应力在预应力张拉方向的存在范围非常小。Von mises应力等高线最值随λ增大而趋于锚垫板边缘, 说明其最值随锚垫板尺寸变大而减小, 且同值等高线随λ增大而趋于向构件中心偏移。从应力矢量图不难看出, 锚前约1倍h范围内应力分布比较紊乱, 预应力荷载通过约1倍h长度才比较均匀地分布到整个截面, 随着λ的增大, 锚前劈裂应力逐渐减小, 锚前应力分布更加均匀。

根据图中的应力流, 我们可以通过拉-压杆模型来近似模拟锚固区内荷载的传递路径。在参考文献[2]中, 取拉杆中心距锚垫板的距离为0.5h, 所建拉压杆模型如图5:

这样我们就可以计算拉杆、压杆的内力, 进而可以按拉压杆的具体设计流程和规定进行结构尺寸的选取和配筋等设计。

5 结语

由算例分析可知, 在锚固区应力分布很不规则且与截面尺寸、锚垫板的尺寸有很大关系。对于锚固区锚前的劈裂应力区, 现设计时多采用配钢筋网的方式加以解决, 加之锚具配套的螺旋筋, 很大程度上解决了这个问题, 但较模式化, 钢筋网的设置位置及用量应具体分析, 拉压杆理论为这种分析提供了简单实用的基础。当然箱梁截面锚固区不可能出现如算例如此简单的锚垫板及钢束布置, 相应的应力分布将更加复杂多变, 锚固区应力传递路径也不能简单的用图5中的拉压杆模型来模拟。随着有限元知识的完善发展及计算机硬件水平的提高, 结构D区应力有限元分析将越来越简单, 在得到相应的应力传递路径后, 我们就可以得到相应的拉压杆模型, 进而可以更合理、更安全的进行D区的配筋设计。

表层胀裂应力的存在是我们设计中往往忽略的一个问题, 胀裂应力具体能达到多大应该具体问题具体分析, 篇幅所限, 笔者不再进行详细分析, 仅在此提出供设计时参考。

摘要：通过用ANSYS软件对一简单算例的有限元分析, 阐述了锚下应力的分布情况, 并根据应力结果得到了相应的拉压杆模型。

关键词：有限元,锚下应力,拉压杆

参考文献

[1]张立明.A lgor、Ansys在桥梁工程中的应用方法与实例[M].北京:人民交通出版社, 2003.

[2]J.E.B reen, 0.Burdet, C.Roberts.Anchorage Zone Reinforcem ent forPost-tensioned Concrete G irders[R].1991.8.

[3]张文学.预应力混凝土连续箱梁局部应力分析及拉一压杆设计.

[4]黄军生.钢筋混凝土桥梁裂缝成因综述[J].公路勘察设计, 2002.1.

[5]张继尧, 王昌将.悬臂浇筑预应力混凝土连续梁桥[M].人民交通出版社, 2005.

预拉应力混凝土锚固系统应用初探篇6

关键词：预拉应力,低高度梁,锚固系统

1 设计原理

预拉应力在桥梁结构中一般与预压应力同时作用, 故称为双预应力。双预应力混凝土是在同一结构不同部位施加预压、预拉应力, 前者为通常用的预压体系, 后者为本文着重探讨的预拉体系。预拉应力混凝土的设计原理, 是在结构的受压区内对高强钢筋施加预压力并锚固在结构上, 其反力作用在混凝土上而对混凝土结构产生拉应力, 从而使混凝土压应力卸载或抵消一部分压应力, 达到提高结构在使用极限状态下的承载能力或减小截面尺寸。此原理可用于受弯构件, 也可用于承压构件;可用于桥梁结构, 也可用于其它工程结构;可用于新结构的设计, 也可用于旧结构的加固。此原理对解决局限性较强的特殊结构具有显著的实用意义。

2 发展简况

1950年英国的K.Biuig最先提出在混凝土柱中施加预拉力以提高承载能力, 称之为“预拉混凝土”;1952年, 德国人Frtz W.Mader接着提出在混凝土梁中的受拉区和受压区内设置预压和预拉的型钢, 称之为“预应力型钢混凝土结构”。在以上构思基础上, 1955年起奥地利H.Reiffenstahl教授进行了一系列的研究试验, 终于在1977年在奥地利阿尔姆桥上成功地得到了应用, 阿尔姆公路桥计算跨径为76m, 梁高仅2.5m, 高跨比h/L=1/30.4。 1984年日本田岛武等进行了一系列实用性的试验研究, 建成了双预应力体系的川端人行桥, 结构为简支梁, L=57.58m, h=1.55m, 高跨比h/L=1/37.1;此后又建成了公路简支梁桥一座, L=29.2m, h=1.0m, 高跨比h/L=1/29.2。我国先后建成了上海护渠桥, 梁长45m, 高1.45m, 高跨比h/L=1/29.7。河北承德大屯桥, 梁长39.9m, 梁高1.35m, 高跨比h/L=1/28.9。上海都市路护渠桥, 梁长为45m, 斜交角度60度梁高1.6m, 高跨比h/L=1/26.9。上海松江区花辰公路油墩港主桥, 梁长48.8m, 高1.6m, 高跨比h/L=1/30.5。随着设计理论的完善和施工技术的日益成熟, 此项工艺技术会具有广阔的应用前景, 并有效地解决一些常规难以解决的实际问题。

3 锚固系统

预压钢筋的锚固原理与普通预应力混凝土中锚固预拉钢筋相反, 须将顶压到设计吨位后的钢筋锚固在结构上, 并将反力传给混凝土使之受拉。国内外用于实桥上有效的压锚系统主要有以下几种。

3.1 H.Reiffenstahl锚固系统

此锚固系统为H.Reiffenstahl教授研制并用于阿尔姆桥上的锚固系统, 又称瑞式锚具, 其锚固原理为:将承压钢筋放入套管后, 利用特制千斤顶顶压钢筋, 达到设计吨位后旋紧锚固螺母, 于是承压钢筋的反力作用在锚固体上, 并通过连接在锚固体上的锚固钢筋, 将反力传给结构上使混凝土产生预拉应力。此锚固系统首先应用于阿尔姆桥上, 其构造原理如图1所示。

3.2 日本式锚固系统

日本锚固系统是在瑞式锚固系统的基础上进行了一些改进而研制的一种新型锚固系统, 其构造原理为:用普通千斤顶顶压钢棒和钢筋, 达到设计吨位后旋紧锚固螺母, 钢筋反力通过锚固钢板传给混凝土结构, 使之受拉。此锚固系统首先应用于川端桥上, 构造原理如图2所示。

3.3 预压芯管锚固系统

预压芯管锚固系统是同济大学袁国干教授发明的, 由受拉力的粗钢筋与承压的钢芯管组成, 其锚固传力原理为:利用轧丝锚具, 采用普通千斤顶张拉高强粗钢筋, 如普通预应力混凝土一样张拉钢筋, 达到设计吨位后锚固螺母, 钢筋反力通过钢板对钢管施加预压力, 待混凝土达到设计强度后, 放松螺母使钢筋卸载, 钢芯管通过与其表面接触的混凝土将拉力传给结构。此锚固系统首先应用于上海护渠桥上, 构造原理如图3。

3.4 预压粗钢筋锚固系统

预压粗钢筋锚固体系与日本式锚固系统在施加预压应力阶段对混凝土局部压应力分布和拉应力传递途径上是基本一致的。其锚固传力原理为:在浇筑的混凝土构件中预留管道, 待混凝土达到设计强度后在预留管道中穿入高强粗钢筋, 采用普通千斤顶顶压粗钢筋到设计吨位后, 旋紧锚固螺栓, 放松千斤顶, 预压钢筋反力通过锚垫板到构件混凝土上, 使之受拉, 再进行压浆封锚。此锚固系统首先应用于河北承德大屯桥上, 构造原理如图4所示。

4 四种锚固系统比较

以下主要对这四种锚固系统从其构造对构件受力影响、配筋量、预应力损失及预压工艺等方面进行比较, 比较见表1。

作者认为预压芯管法锚固系统在使用性能及传力锚固方面相对而言具有一定优势, 主要体现在。

(1) 采用常用的锚具及千斤顶, 构造简单, 施工方便。

(2) 先压钢管, 再按设计位置固定后浇筑混凝土, 配筋及布置较为灵活。

(3) 由于先压自成体系, 锚固卸载后摩阻损失极小, 配筋量小。

(4) 在结构上不需挖槽, 不削弱截面, 尤其在预施应力阶段结构受力更为有利, 配筋局限性较小。

(5) 应用场合广泛, 即用于新结构设计, 又可用于对旧结构的加固。

(6) 锚具及高强钢筋均属临时性的工具锚, 卸载后可重复利用。

(7) 卸载后钢管内为全空, 更宜保证压浆质量。

此锚固系统在以前应用中钢管大部分采用光滑外壁, 与混凝土粘结较弱, 在今后设计中钢管外壁采用异形凸凹面更有利于传力锚固, 在材料选用及加工方面需进一步完善。

5 双预应力体系预加应力分析

双预应力体系应力同普通预应力一样应力可以叠加, 但双预应力预拉、预压筋如何配置较为合理, 需进行预加应力分析。双预应力梁截面上应力表达式为:

上缘

σbpc'= (Np-Zp) /A0- (Npe0+Zpe') y'/I0 ①

下缘

σbpc= (Np-Zp) /A0+ (Npe0+Zpe') y/I0 ②

其中:NP为预拉筋产生的预施压力;ZP预压筋产生的预施拉力;e、e'预拉、预压筋合力对重心轴的偏心距;y、y'截面重心轴至下缘、上缘的距离;A0、I0——截面面积及惯性矩。

为便于公式推倒及分析, 令α= Zp/Np, β=e'/e, 代入上式得:

σbpc'= (1-α) Np/A0- (1+αβ) Npe0y'/I0 ③

σbpc= (1-α) Np/A0+ (1+αβ) Npe0y/I0 ④

式③、④第一项为轴向力引起的混凝土压应力, 第二项为力偶引起的应力, 现分析如下:

A.α=1, β=1时, 式③、④则为

σbpc'= -2Npe0y'/I0 ⑤

σbpc= 2Npe0y/I0 ⑥

由⑤、⑥式可以看出, 预加的轴向压力NP与轴向的拉力ZP相抵消, 而截面上获得的预应力是弯矩所产生应力的两倍, 上下缘应力比值等于截面重心轴至上下缘的距离之比, 此比值同简支梁恒载引起的截面上下缘应力比值。如果在双预应力设计中, 此应力等于恒载产生的应力, 截面呈零应力状态, 只需增加少量的预拉筋, 则足以承受活载。因此可较大幅度地提高承载能力, 减小梁高。

B.当0<α<1, 0<β<1时, 上缘应力式③中第一、二项应力均为正, 第一项较普通预应力小, 第二项较普通预应力大, 叠加后上缘压应力比普通预应力结构上缘压应力小。在简支梁中, 使用阶段对上缘受力有利, 可以达到降低梁高的目的。下缘应力式④中第一项较普通预应力小, 第二项较普通预应力大, 叠加后下缘应力较普通预应力大还是小, 则通过以下分析:

σbpc= (1-α) Np/A0+ (1+αβ) Npe0y/I0

= (NP/A0+NPe0y/I0) + (-αNP/A0+αβNPe0y/I0) ⑦

上式第一项为普通预应力混凝土下缘应力表达式, 为使下缘应力比普通预应力下缘应力大, 应使第二项为正, 则有:

-αNP/A0+αβNPe0y/I0>0

即 -Zp/A0+Zpe'y'/I0 >0

整理得:e'>I0/A0y=K' K'为上核心距

由以上推导可见, 当预压筋合力对截面重心轴的偏心距e'大于上核心距时, 式⑦第二项为正, 下缘受力效果较好。

根据以上分析, 要使预拉、预压配筋合理, 发挥其最大作用, 需具备以下条件:

(1) α≤1, e0'>K', α、β尽量取大值。

(2) 使β取到大值, 采用箱形截面或工字形截面效果最为理想。

6 结论

双预应力混凝土工艺最关键的技术是锚固系统, 随着设计与施工技术的日益成熟, 此原理在桥梁上的广泛应用, 并通过大量的试验研究及总结, 锚固体系更趋于简单、合理, 预压损失计算更精确, 更能体现配筋的灵活性和应用场合的广泛性。以上主要是对国内外在双预应力结构中应用锚固系统作的归纳总结, 对设计者在今后设计中能够具有针对性的选取锚固系统、合理使用具有一定的参考价值。

参考文献

[1]叶见曙, 符冠华, 马越峰, 等.双预应力混凝土梁预压钢筋锚固研究[J].公路交通科技, 2000 (3) :21-24.

[2]陈昌言.上奥地利境内的阿尔姆桥[J].国外桥梁, 1982 (1) :1-8.

[3]刘永前, 张彦兵, 王新敏, 等.国内首座40m双预应力简支梁桥试验研究[J].桥梁建设, 2005 (6) :12-15.

锚固应力篇7

由于锚杆锚固技术具有增强围岩强度、施工方便、工程造价低、安全快速等特点, 广泛应用于边坡工程、隧道工程以及矿山巷道等岩土相关工程。在工程中锚杆施工质量的好坏将对公路、铁路、水利工程等岩土工程的安全稳定有很大的影响。因而, 采用应力波无损检测锚杆锚固质量在一定程度上受到广大研究人员的青睐。

锚杆锚固质量检测方法较多, 然而通过拉拔试验对锚杆的抗拔力进行检测时, 费用相对较高, 同时对围岩产生较强的扰动, 从而降低了锚杆对围岩的加固作用。王猛等[1]采用锚杆弹性波无损检测仪, 对国阳二矿进行了应力波法锚杆锚固质量无损检测现场实验研究, 对锚固长度、工作荷载、固结波速等进行了探讨。刘海峰等[2]在锚杆锚固质量无损检测技术研究中, 基于锚固体系的锚杆动力学和一维波动理论, 研究了锚固体系的振动特征和锚固体系中应力波的传播规律。裴宝琳等[3]采用理论分析和实验测试方法对锚杆锚固中波传播规律进行了研究。本文将采用理论分析与室内试验测试相结合的方法探讨应力波检测锚杆锚固质量时波的传播规律。

1 应力波检测原理

应力波锚杆锚固质量检测法是指在锚杆端头部位采用多种激发震源产生弹性波, 沿锚杆传播并向锚固系统周围辐射能量, 然后采用检波器检测其反射回波, 对采集波信号曲线进行频域或时域分析, 获取波速、长度 ( 锚固段长度、自由端长度和锚固系统中锚杆长度) 以及施工缺陷等相关参数, 从而可对锚杆锚固质量进行综合评价[4]。

在对锚杆锚固质量进行应力波传播分析时, 假设锚杆材料是均匀的、各向同性的, 在受到激发振动时锚杆的变形是在弹性范围内, 并且横截面保持为平面, 锚杆的横向变形忽略不计, 可得出锚杆纵向应力波传播的波动方程为:

其中, Vc为纵波在锚杆体系中的传播速度, m/s, , E为弹性模量, k Pa, ρ0为锚杆杆体的密度, kg/m3。

采用多种激发震源在锚杆端头部位产生稳定弹性应力波, 沿锚杆方向传播, 在锚杆端头采用检测仪对其进行接收, 当波遇到变阻抗截面时将发生反射和透射。对采集的首波信号进行相位分析可知, 其相位与锚固端反射信号相反, 与其底端反射相位相同, 在应力波响应曲线上分别获取锚固端和底端位置处的反射时间, 根据连续性条件和牛顿第三定律可计算出反射系数R和折射系数T如下:

其中, z2, z1分别为变阻截面前后两个截面的波阻抗。

通过测得的弹性应力波的波速Vc, 即可按下式计算锚杆自由端长度l1, 锚固段长度l2:

通常采用锚固系统中的固结波速对锚杆锚固质量进行综合评价, 其固结波速是指激发震源产生的弹性应力波通过锚固段时的波速, 由式 ( 4) 进行确定:

其中, Vc为锚固体系中的固结波速; A1为控制体内锚杆杆体截面面积, m2; A2为锚固介质面积, m2; ρ1为锚杆的密度, kg /m3;ρ2为锚固介质的密度, kg/m3; C1, C2分别为在锚固状态下锚杆和锚固介质的折算刚度, N/m2, 受粘结强度影响。

从式 ( 4) 计算可知, 其大小介于自由锚杆与锚固段波速之间, 与锚固介质间粘结强度有关, 粘结强度愈强, 锚杆锚固质量愈好, 固结波速就愈小。在室内采用应力波对锚杆模型进行测试, 对应力波曲线进行时域和频域分析, 读取锚杆固端和底端的反射波时间和波速等参数, 计算出固结波速, 从而可对体系的锚杆锚固质量进行综合评价[5,6]。

2 室内试验

按照《水利水电工程锚杆无损检测规程》的相关规定制作室内试验试件, 锚固介质和围岩采用石膏或砂浆、混凝土进行模拟。根据上述原理, 制作0. 3 m×0. 3 m×0. 5 m和0. 2 m×0. 2 m×0. 5 m混凝土立方体, 其配合比为水∶水泥∶砂 = 0. 5∶1∶2, 沿高度方向留有50锚杆孔, 锚杆钢筋拟选12, 18螺纹钢, 长度选70 cm ~ 500 cm不等, 在预留孔中注入M30砂浆, 部分锚杆外露端长度为0. 2 m。为了便于判断, 在锚固砂浆中不同位置处设置不同长度大小的缺陷, 模型的几何尺寸如图1所示。

3 室内试验结果分析

本次试验使用武汉长盛工程检测技术开发有限公司生产的JL-MG ( C) 锚杆质量检测仪对锚杆锚固质量进行检测, 测试部分曲线如图2所示, 图中A点为缺陷部分所在位置, 在波形图中截取一个周期, 激发应力波的起始时间为177μs, 激发应力波传播第二次到达的时间462μs, 在锚杆中应力波的传播时间为: T = 285μs。由于应力波在锚杆中传播是双程, 从而可计算出自由段的波速为5 120 m / s, 锚固段波速为4 700 m / s。通过对不同位置、不同大小缺陷锚杆模型进行测试, 其应力波波形曲线会在缺陷位置处发生畸形, 整条波形曲线也不规则。当锚固体前段存在缺陷时, 测试曲线的前端存在不规则波形, 在缺陷开始位置的反射波受到干扰, 呈现出增强后再缓慢衰减形态; 当锚杆系统中缺陷位于中段时, 测试的波形曲线相对较规则, 缺陷开始和接收位置的波未受到干扰; 当缺陷处于锚杆系统底端时, 由于变化断面处反射波叠加的影响, 波形变得不规则。

通过对比分析实测缺陷位置与设计缺陷位置, 误差值相对较小, 测试结果的可靠性较好, 可对实际锚杆锚固质量进行评价。

当锚固系统中存在缺陷时, 应力波在传播过程中遇到不同波阻抗界面, 从而产生多次反射和透射, 其能量发生改变, 致使应力波曲线在介质交界面处出现畸形, 随后应力波曲线表现出缓慢衰减或增强后再衰减特征。

锚杆长度较短时, 由于缺陷位置处和锚杆底端的反射信号和锚杆端头激发信号相互叠加, 测试应力波响应曲线整体呈现不规则态势。如缺陷位置和锚杆底端的反射信号不明显, 应力波响应曲线较难以分析, 但可减小采样间隔对缺陷位置处的特征曲线进行评判分析。

4 结语

通过对锚杆模型进行室内试验测试与分析, 结果表明:

1) 分析应力波特征曲线, 可知实测缺陷部位与设计缺陷部位基本相符, 测试结果的可靠性较好, 因而可用于对实际锚杆锚固质量进行检测评价。

2) 如锚杆锚固系统中存在缺陷, 应力波特征响应曲线将在缺陷交界面处波形变得不规则, 出现畸变, 呈现出缓慢衰减, 或者增强后再衰减态势。对不同锚杆长度和不同缺陷长度进行测试时, 其波形曲线也不尽相同, 测试曲线在曲线部位表现出的波形特征也不同。

参考文献

[1]王猛, 李义, 董嘉.应力波法锚杆锚固质量无损检测现场实验研究[J].煤炭技术, 2013, 32 (1) :203-204.

[2]刘海峰, 崔自治, 朱雪福, 等.锚杆锚固质量无损检测技术研究[J].宁夏工程技术, 2003, 2 (3) :266-268.

[3]裴宝琳, 杨栋.锚杆锚固质量的无损检测探究[J].矿业研究与开发, 2014, 34 (1) :81-84.

[4]汪明武, 王鹤龄.锚固质量的无损检测技术[J].岩石力学与工程学报, 2002, 21 (1) :126-129.

[5]尹健民, 秦强, 肖国强.声波在不同长度锚杆锚固体中传播规律研究[J].人民长江, 2011, 42 (3) :95-98.

预应力锚索锚固效果的试验分析研究篇8

近年来, 许多学者采用现场测试、物理模型试验、理论分析及数值模拟等不同方法对预应力锚索的锚固效应进行了研究。汪海滨等通过试验及数值模拟, 分析了锚固长度、自由长度、注浆性质等对抗拔力和破坏形态的影响[1]李铀等通过仿真试验及数值计算, 强调连成片的压应力子承载区, 重点应放在压密原岩的裂隙, 实现悬吊临空易滑动垮落的岩体[2];薛亚东等根据试验室研究, 得到孔径、水等对锚索锚固力有影响[3]。总体来看, 预应力锚索的锚固段由于远离岩体表面, 给现场测试带来了困难, 同时模型试验很难达到相似条件, 因此采用理论分析和数值计算相结合的方法进行讨论是非常必要的。

1.锚固段的应力分布弹性解分析

由于锚固段远离岩体的自由面, 预应力锚索为内部锚固型, 此时可利用无限体内部一点受集中力作用的位移解, 导出内部锚固型锚固段受拉力作用的应力分布规律[4]。

锚固段剪应力分布函数: $ι = \frac{p t}{2 π α} z \exp (- \frac{1}{2} t z^{2});$

锚固段轴力分布函数: $Ν = p \exp (- \frac{1}{2} t z^{2});$

式中:α为锚固体半径, E为岩体弹性模量, A为锚固体的截面积, Eα为锚固体的弹性模量, μ为岩体泊松比, 其中 $t = \frac{1}{2 (1 + μ) a^{2}} (\frac{E}{E_{α}})$

由上述分布函数可见, 锚固段的剪应力和轴力的大小与分布形式与预紧力、锚固剂和岩体弹性模量、锚固深度等有关, 该结论为预应力锚索锚固段的分析提供了理论依据。

为了更全面、深入地研究其锚固机理, 本文采用FI, AC3d数值分析软件, 分析各影响因子对预应力锚索锚固段剪应力和轴力影响程度进行分析, 以期得到有益的结论。

2 数值计算模型

2.1模型建立

六面体, 模型共9600个单元, 10447个节点, 模型除了一个受到垫板托锚力作用的侧面 (相当于巷道一侧自由面) 为自由面外, 其他五个侧面均采用法向约束;取消了原岩应力场, 以简化模型受力状态。锚索长7m, 沿Y方向布置于模型的中心, 外锚头 (锚尾) 位于坐标原点, 锚固段长3m, 自由段长4m。锚索用cable单元, 垫板采用衬砌 (liner) 单元来模拟垫板模型介质、锚索及锚固剂见表1和表2。

2.2模拟方案

(1) 考虑预紧力影响:预紧力分别为100kN, 150kN, 200kN;

(2) 考虑钻孔孔径影响:23mm, 27mm, 43mm;

(3) :0.4GPa, 2GPa, 10GPa;

(4) 考虑岩体弹性模量影响:1GPa, 7.5GPa,

3.应力场分布特征

图1为预应力为100kN时, 锚索预紧力在岩体中形成的应力场等值线分布特征。由图可见, 在锚索外锚端和内锚端均形成了应力集中, 在外锚端可称为表层压缩区, 最大压应力为0.36MPa, 沿锚索径向约0.5m距离, 应力值骤降至0.02MPa, 可见沿锚索径向应力由大到小衰减很快, 也说明锚索的作用区域有限;沿锚索轴向随远离外锚端压应力迅速减小, 在1.6m附近, 压应力降低至0.02MPa, 随靠近内锚端, 压应力值又逐渐增大到0.04MPa, 在锚索轴向附近形成了类似平“8”字形两个压应力集中区。在锚索锚固端出现了较大范围的拉应力区, 但数值很小。除拉应力区外, 模型内全为压应力区所覆盖, 说明加锚后改善了煤岩体的应力状态。

4.各影响因子对锚固段受力影响程度分析

4.1预紧力的影响

图2为不同预紧力对锚固段的受力影响曲线图。由图2 (a) 轴力分布曲线可见, 预紧力对锚索轴力及剪应力均产生了较大的影响, 并随预紧力增大而增长, 峰值位于锚固段端口位置, 衰减形式类似于指数关系。由图2 (b) 剪应力分布曲线可见, 锚固段周边剪应力的分布是极不均匀的, 在锚固段端口部位, 剪应力相对较小, 随深度增加剪应力增大, 深度为0.25左右时, 剪应力达到峰值, 从峰值点往内, 剪应力开始按指数规律递减, 直至递减到0。随着预应力的增加, 剪应力也随之增大, 但峰值点位置不变。

4.2钻孔孔径的影响

图3为不同孔径对锚固段的受力影响曲线图。由图3 (a) 轴力分布曲线可见, 钻孔孔径对锚索轴力分布无影响。由图3 (b) 剪应力分布曲线可见, 锚固体剪应力与其半径成反比关系, 这与上述的理论分析结论相同。在实际施工中需要锚索直径与钻孔直径合理匹配, 从施工工艺、材料和其剪应力分布综合考虑, 钻孔直径与锚索直径之差在7～8mm为宜。

图3 (a) 锚索轴力分布曲线图3 (b) 锚固剂剪应力分布曲线

4.3锚固剂弹性模量的影响

锚固剂弹性模量对锚索锚固段轴力分布影响较大。图4为不同锚固剂弹性模量对锚固段的受力影响曲线图。由图4 (a) 轴力分布曲线可见, 当弹性模量0.4GPa时, 在锚固段1.0～1.5m范围内, 轴力的分布约占整个分布的80%, 随着弹性模量的增大, 锚固段0.5～0.75m范围就约占整个分布的80%以上, 而后迅速衰减, 直至递减到0。

图4 (b) 为不同锚固剂弹性模量对剪应力分布影响曲线。由图可见, 锚固剂的弹性模量对剪应力分布也产生了很大影响, 且表现出剧烈衰减的趋势, 同时随着弹性模量的增大, 剪应力峰值位置向锚固初始端靠近, 当弹性模量为10GPa时, 峰值位于锚固段起始端。

4.4围岩弹性模量的影响

图5为不同围岩弹性模量对锚固段的受力影响曲线图。分析轴力和剪应力分布曲线可见, 围岩弹性模量的大小对其分布产生了一定影响, 但影响不甚明显。

图4 (a) 锚索轴力分布曲线图4 (b) 锚固剂剪应力分布曲线

图5 (a) 锚索轴力分布曲线图5 (b) 锚固剂剪应力分布曲线

5.结论

(1) 预应力锚索周围应力场分布特征为, 锚索轴向形成了类似“8”字形两个压应力集中区, 分别位于外锚端和内锚端附近, 同时在内锚端产生了较大范围但值很小的拉应力区。

(2) 预紧力、孔径、锚固剂弹性模量和岩石弹性模量均能对锚固段的受力产生影响。其中, 预紧力和锚固剂弹性模量影响最明显。

(3) 锚索轴力呈指数关系, 从锚固端向内逐渐递减, 轴力峰值点位于锚固起始端;剪应力分布呈近似指数关系, 其分布是不均匀的, 峰值位于锚固端0.25m深度内。

参考文献

[1]汪海滨, 高波.预应力锚索荷载分布机理原位试验研究[J].岩石力学与工程学报, 2005, 12 (24) :2113-2118.

[2]李铀, 白世伟等.预应力锚索锚固体破坏与锚固力传递模式研究[J].岩土力学, 2003, 5 (24) :686-690.

[3]薛亚东, 黄宏伟.锚索锚固力影响因素的试验分析研究[J].岩土力学, 2006, 9 (27) :1523.1526.

[4]尤春安, 战宝玉.预应力锚索锚固段的应力分布规律及分析[J].岩石力学与工程学报, 2005, 6 (24) :925-928.

[5]王金华, 康红普等.锚索支护传力机制与应力分布的数值模拟[J].煤炭学报, 2008, 1 (33) :1-6.

锚固应力篇9

近年来,国内外对于大型储罐研究较多,储罐的设计施工技术日趋提高,特别是十万立方米以下的储罐的设计、施工技术已非常成熟[1,2,3],基本形成了一整套的设计系列和配套的施工方案。建立大型原油储罐有着明显的经济效益和十分重要的战略意义,但是我国石油储罐建设地区范围广,有建在沿海回填地块,这些地块地基松软,基础变形大,也有建设在东北高寒地区,地基较硬。且大型油罐基础直径多在100m以上,难以找到工程地质状况完全均匀的建罐地址,常常会出现油罐基础沉降,使得油罐底板、开孔边缘和罐壁底部大角焊缝以及罐壁下部圈板的受力情况十分复杂[4,5,6,7,8]。为此,对其进行合理地分析很有必要。有些学者针对在软土地基上建立的大型储罐所产生的不均匀沉降进行分析,考虑了储罐类型、不均匀沉降对储罐结构的影响等,认为罐周不均匀沉降对钢储罐结构的影响与储罐类型有关;对浮顶罐,罐周不均匀沉降会导致罐顶的扭曲变形,从而造成顶盖活动的失灵;对固定顶罐,不均匀沉降可能导致罐壁的屈曲、檐梁的屈服或屈曲[9]。

针对现有方法的不足,本文采用三维建模的方法来模拟储罐底板与基础的接触状态,以一台新建15×104m 3储油罐为分析对象,分析了该储油罐在不同地基分布条件下的罐壁、开孔和大角焊缝的应力分布规律。为今后储罐地基的分布排列提供了参考。

1 储油罐力学模型的建立

选取某油田油库新建15×104m 3原油储罐,作为分析对象。储油罐内径为φ96 000mm,罐壁总高22 800mm,共8圈壁板,其中第一至第六圈采用日本进口的SPV 490Q钢板,第七圈壁板为16MnR,第八圈壁板为Q 235—B,这八圈板高自下向上分别为2 980 mm、2 980 mm、2 980 mm、2 980 mm、2 980mm、2 980mm、2 390mm、2 390mm,厚度分别为40mm、33mm、27mm、22mm、17mm、13mm、12mm、12mm。油罐第八圈上再焊一圈L140×12的包边角钢。边缘板材料为SPV 490Q,宽2 000mm,厚23mm;中幅板材料为Q 235B,厚12mm。顶部采用双盘式外浮顶结构。壁厚与原油储罐的直径比值很小,属薄壁圆柱形筒体结构。罐壁壁板与罐底边缘板的连接采用T字形焊接结构,第一层壁板中和罐底板的应力分布复杂且不明确;同时还在第一层壁板上开有许多工艺孔和人孔,使原本复杂的应力分布更趋复杂。

储油罐在正常工作状态下,除受到自身重力之外还受到由于内部流体作用的压力作用。第一圈壁板与底板连接处及其附近区域的应力与变形属薄壁圆柱壳容器的边缘问题。第一圈罐壁在受内部流体的静压作用沿环向变形,但底板对罐壁的变形有约束作用,使得罐壁根部会受到纵向边缘弯矩M0和边缘剪力Q0。由于第一圈壁板与第二圈壁板为不等壁厚连接,导致变形产生的径向位移不一致,故交界面产生纵向边缘弯矩M1和边缘剪力Q1。用截面法沿底板与第一圈壁板连接面截开得到该处的受力模型,储油罐受力模型如图1所示。

2 储油罐三维空间有限元分析

2.1 力学模型的建立

2.1.1 模型简化

根据储罐结构特点和载荷特性,选择圆周方向30度储罐为研究对象,包括搅拌孔和人孔、接管、法兰等主要部件,同时考虑罐底与地基材料沙石和碎石相互接触的作用,建立了图2和图3所示的空间非线性有限元模型。

2.1.2 载荷与边界条件

载荷:罐体自重和上水压力作用。

边界条件:罐底与地基相互接触作用,地基下部处理为全约束,取出罐体部分受到轴对称边界约束。

2.1.3 单元划分

罐体采用壳shell63单元,即四节点六面体单元,地基采用实体solid45即八节点六面体单元进行网格划分,底板和地基的接触面采用接触单元contact174和target170。整个模型划分为89 753个单元和77 094个节点。

2.2 应力计算结果

在有限元计算时,选取油罐内部流体高度为20.72m为计算工况。储油罐的轴向变形图如图4所示,等效应力分布图如图5所示,外壁面下三层壁板应力分布曲线如图6所示,搅拌孔中部应力分布曲线如图7所示,搅拌孔上下部应力分布曲线如图8所示,开孔区底板应力分布曲线如图9所示,无孔区底板应力分部曲线如图10所示。

由图4可以看出当水位为20.72m时,罐体的轴向变形最大值为-482.17mm,发生在罐体中心处,且在靠近搅拌孔和人孔附近,罐体的轴向变形较大;由图5可以看出当水位为20.72m时,罐体的最大等效应力发生在搅拌孔所在的位置,其值为422.568MPa。

由图6可以看出,罐外壁应力最大值发生在距罐底表面1 376.5mm处,即一层壁板所在位置,其值为50.735MPa;由图7可以看出,搅拌孔中部应力最大值发生在距罐底表面1 376.5mm处,即一层壁板所在位置,其值为50.735MPa;由图8可以看出,搅拌孔上、下部应力最大值发生在距罐底表面1 376.5mm处,即一层壁板所在位置,其值为50.735MPa;由图9可以看出,开孔区底板应力最大值发生在距罐底表面1 376.5mm处,即一层壁板所在位置,其值为50.735MPa;由图10可以看出,无孔区底板应力最大值发生在距罐底表面1 376.5mm处,即一层壁板所在位置,其值为50.735MPa。

3 不同地基材料及分布对储罐应力分布影响分析

为了得到不同地基材料和不同地基材料不同分布情况下,该储罐的罐壁、搅拌孔和罐底板的应力分布状态,对储油罐的地基分布进行不同排列组合。该储油罐地基材料主要有三种:第一层地基材料为沙石层直接与罐底接触。第二层地基材料为碎石1层和碎石2层,其中碎石1层主要是铺于罐底与沙石层接触,碎石2层主要铺于边缘板所在位置(碎石2较碎石1略硬)。储油罐原地基分布如图11所示。

计算工况主要采用六种地基组合方式,具体组合方式列入表1所示。

以储油罐内储液高度为20.72m进行计算,将计算结果列入表2。表2列出了不同地基分布时,储油罐壁板、搅拌孔和罐底板的最大应力值和发生位置。从表2数据可以看出,当储油罐地基材料分布选用工况3和工况5排列组合时,储罐的沉降量最小,应力分布更合理,即A区和B区地基材料应由碎石2层向沙石层逐渐过渡。当储罐地基选用工况3时,储罐最大应力由无孔区底板变为搅拌孔上部位置,且原无孔区底板最大应力由329.7MPa下降到220.4MPa,地基沉降量由482.1mm变为208.7mm;当储罐地基选用工况5时,储罐最大应力发生位置仍在无孔区底板,但应力值由原329.7MPa下降到299.6MPa,地基沉降量由原482.1mm变为208.3mm;工况3储油罐大角焊缝处应力变化如图12所示,壁板应力分布变化如图13所示,工况5储油罐大角焊缝应力变化如图14所示,壁板应力分布变化如图15所示。

从图12和图13可以看出,当地基材料改为工况3时,大角焊缝的应力由原329.764MPa下降为220.458MPa,但最大应力发生位置没有发生变化,壁板应力由原239.006MPa变为239.729MPa,发生位置由原距罐底3 300mm变为3 100mm,略有变化;从图14和图15可以看出,当地基材料改为工况5时,大角焊缝的应力由原329.764MPa下降为299.597MPa,但最大应力发生位置没有发生变化,壁板应力由原239.006MPa变为239.339MPa,发生位置由原距罐底3 300mm变为2 985mm,略有变化。因此,当基础材料改变时,对罐体大角焊缝应力影响较大,而对同样受内部液体压力作用的罐壁,应力变化不大,只是在位置上略有不同。

4 结论和认识

(1)建立了储油罐的三维空间非线性有限元模型,采用接触单元的方法描述罐底和地基的接触作用,该模型能够完全描述储油罐的受力状态,准确得到储油罐的罐壁、搅拌孔和罐底的应力分布,为储油罐的应力分析和改进设计提供了新的计算模型。

(2)储油罐的三维空间非线性有限元模型,能够更准确描述罐底与地基的接触受力,由于搅拌孔和人孔的作用,造成在该区域的地基沉降量较其他部位大

(3)采用不同地基材料和不同地基分布的方式,可以改变同一储罐的沉降量和应力分布,对于不同的储罐,地基材料可以采用本文推荐的地基分布模式进行选择。

参考文献

[1]刘巨保,张学鸿,王树东.10 000 m3拱顶油罐顶板应力与腐蚀分析.油气储运,1995;14(6):24—27

[2]张进国,张对红,吕英民.风载荷作用下圆桩形罐的有限元分析.油气储运,1998;17(8):11—14

[3]杨厚源.储油罐底外边缘板的腐蚀与防护.油气储运,2008;27(9):42—44

[4]刘强.储罐基础和底板设计中存在的问题.油气田地面工程,2007;5(7):6—8

[5]于清,王一军,许跃新.大型储罐设计技术的发展.新疆石油天然气,2006;5(4):16—18

[6]朱萍,石建明.大型立式圆筒形储罐设计中几个问题的探讨.化工装备术,2006;20(4):8—11

[7]陆军,金雅娇.大型立式化工金属储罐设计若干问题的探讨.辽宁化工,2007;10(7):6—9