全 文 ：双压花锚具的试验研究
冯　蕾
(北京市建筑工程研究院　北京　100039)
　　摘　要:介绍了一种应用于后张有粘结预应力体系的新型双压花锚具的研制情况 , 重点针对双压花锚具
的构造定型 、构造措施作用 、锚固性能进行了试验研究和分析 ,同时进行了形式试验并得出结论。
　　关键词:锚具　锚固系统
EXPERIMENT RESEARCH OF DOUBLE-BALL ANCHORAGE SYSTEM
Feng Lei
(Beijing Building Construction Research Institute　Beijing　100039)
Abstract :A new type double-ball anchorage system which would be applied in post-tensioning prestressed concrete was
introduced.The experiments and analyses were made on its formation , its components function and its anchoring capacity.
Static load test , fatigue test and cyclic load test were made by the authorized test organization.The positive conclusion was
gained.
Keywords :anchorage　anchorage system
作　　者:冯　蕾　女　1966年 6月出生　高级工程师
收稿日期:2004-10-10
1　概　况
我国的预应力混凝土结构是20 世纪 50年代中期开始发
展起来的 ,在发展初期主要用以代替单层工业厂房中的一些
钢屋架 、木屋架和钢吊车梁 , 后来逐步扩大到代替多层厂房
和民用建筑中的一些混凝土构件[1] 。随后预应力技术在体
系分类 、锚固体系 、配套机具 、施工工艺等多方面得到发展 ,
特别是无粘结预应力技术在国内的开发应用 ,将预应力混凝
土技术拓宽到更广泛的应用领域[2] 。
目前国内预应力体系的主要锚固形式可分为夹片式(多
孔夹片锚具 、JM、B&S 锚具)、支承式(镦头锚具 、螺丝端杆锚
具等)、锥塞式(钢质锥形锚具 、槽销锚具等)和握裹式(压花
锚具 、挤压锚具等)4 种[3] 。
压花锚具是指单压花形式 , 是一种最经济的锚固形式 ,
主要应用在有粘结预应力混凝土中 , 在国内仅有有限的应
用。主要原因是由于压花锚具的锚固长度(不包括花头尺
寸)构造要求不小于 75cm[ 4～ 6] ,见图 1。而在实际工程中锚固
端基本设置在梁端或板端的负弯矩区域内 , 由于锚具的握裹
长度超过梁或墙等支承构件截面宽度近 2～ 3 倍 , 造成该区
段的预应力筋无法建立初始有效应力值 , 而影响最大负弯矩
截面的极限承载力值。 因此迫切需要研制开发一种提高压
花端部锚固能力 ,最大限度减小预应力筋握裹长度的新型压
花锚具 ,以满足市场需求 , 即双压花锚具 ,见图 2。
本文主要针对这种新型双压花锚具的选型 、构造设计及
力学性能试验等几方面介绍研究情况。这种新型锚具要在
定型构造 , 进行批量测试和通过权威检测机构的形式试验 ,
图 1　压花锚具锚固长度
　
图 2　新型双压花锚具示意
　
并有工程应用试点后 ,方可大量推广。
2　新型双压花锚固体系设计
2.1　设计要求
1)固定端锚具应符合国家标准《预应力筋用锚具 、夹具
和连接器》(GB T 14370-2000)[7] ;
2)满足长期持荷要求的静载性能要求;
3)整个构造长度控制在 500mm 以内 ,以接近目前使用的
挤压锚锚固体系构造情况 ,保证在有粘结预应力楼盖体系中
的应用;
4)满足结构构件使用及承载力要求;
5)锚固体系结构稳定 , 且适宜锚具的工业化生产。
2.2　设计构造考虑
49Industrial Construction Vol.35 , No.3 , 2005 工业建筑　2005 年第 35 卷第 3期　　
DOI :10.13204/j.gyjz2005.03.019
根据上述设计要求 ,结合前期进行的探索性试验情况 ,
认为影响双压花锚具的因素主要有:混凝土的强度等级;在
高应力状态下双压花花型的稳定性;自锚体系抗劈裂破坏能
力等。在设计构造上 ,则从双压花内部构造上使用钢制支撑
环;双压花外部构造上增加增强螺旋筋;前花端部固定承压
板等措施 ,提高双压花锚具的承载能力 , 见图 3。为研究各构
造措施所起的作用 , 按不同的试件特征分组试验 , 以确定最
终锚固体系的形式 ,为进行批量试验和形式试验做好准备。
1-螺旋筋;2-双压花锚具压花;3-双压花锚具压花 1与压花
2之间过渡;4-双压花锚具压花 1;5-支撑环;6-承压板
图 3　新型双压花锚具构造示意
　
3　双压花锚固体系的力学性能试验
3.1　试验装置设计
试验装置见图 4。
3.2　试件贴片情况　
在试件的外表面的前 、中 、后 3 个断面四周贴有混凝土
应变片 ,在个别试件钢绞线 、支承环和螺旋筋上贴有应变片 ,
但测试结果显示钢筋应变片的离散性较大。
1-试件;2-套筒及支撑;3-压力传感器及支撑;
4-油压千斤顶及支撑;5-接线箱;6-7V08读数仪;
7-传感器读数仪;8-油泵
图 4　试验装置示意
　
3.3　试验数据
试验数据汇总见表 1。
4　试验结果分析
4.1　拔出力-拔出量曲线情况
P-Δ曲线反映了构件在受力过程中 ,预应力筋与混凝
土之间的相对滑移 ,一定程度上也反映了混凝土在受力过程
中由弹性变形到弹塑性变形的变化过程 , P-Δ曲线是判定
锚具极限承载力的重要依据。 本次试验由于使用百分表测
量 , 出于安全考虑 , 在部分构件的最后荷载阶段没有读取读
数 , 在表 1 中给出了拔出量的最终测量值及相应的荷载级 ,
同时考虑在预应力设计中 ,张拉控制应力有不高于 0.8 倍预
应力筋强度标准值规定[8 ,9] , 在表 1 中给出了控制张拉力值
和相应的拔出量测量值以供分析。
表 1　拔出力-拔出量测试结果
试件编号
试件特征
混凝土
强度等级
支撑
环
螺旋
筋
承压
板
最大承载
力 kN
拔出量最终测量值
及对应承载力
张拉控制承载力及
对应拔出量测量值
承载力
kN
拔出量
测量值 mm
承载力
kN
拔出量
测量值 mm
破坏
形式
裂纹
情况
4-1 C30 有 有 有 284.4 13.55 205.2 4.15 锚口断 轻微
4-2 C30 有 有 有 263.8 12.07 214.4 5.63 绳断 轻微
4-3 C30 有 有 有 277.8 12.20 205.2 6.42 绳断 无
5-1 C30 有 有 无 224.7 207.0 3.24 208.0 3.21 内部脆响 无
5-2 C30 有 有 无 273.2 221.0 7.80 207.0 7.51 绳断 有
5-3 C30 有 有 无 271.2 222.0 7.74 207.0 7.20 绳断 无
6-1 C40 有 有 无 290.8 280.2 14.96 210.8 9.26 绳断 有
6-2 C40 有 有 无 290.0 285.9 10.50 207.8 6.05 绳断 有
6-3 C40 有 有 无 285.8 270.3 9.80 207.9 7.20 绳断 有
7-1 C40 有 无 无 238.0 220.0 4.79 207.0 4.21 绳断 无
7-2 C40 有 无 无 252.1 227.0 4.60 207.0 4.09 试件断裂 有
7-3 C40 有 无 无 260.9 223.0 4.53 208.0 4.11 绳断 无
8-1 C40 有 有 有 283.0 220.0 2.69 207.0 2.31 绳断 有
8-2 C40 有 有 有 276.4 227.0 6.22 208.0 5.06 绳断 无
8-3 C40 有 有 有 251.2 219.0 7.03 207.0 5.68 绳断 无
9-1 C40 无 有 无 286.0 280.0 7.90 207.3 4.85 绳断 无
9-2 C40 无 有 无 289.0 271.0 9.30 208.0 4.99 绳断 有
9-3 C40 无 有 无 289.0 260.0 9.82 208.0 7.04 绳断 无
9-4 C40 无 有 无 255.0 255.0 7.85 207.0 3.42 内部脆响 有
　　本次试验的拔出力-拔出量曲线呈现的特征可分为以
下几个方面:在 0 ～ 80kN 段 , 拔出量无基本规律 , 分析原因
有:在 0～ 80kN之间平直段钢筋的粘结力还没有完全失去 ,
另外试件表面的粗糙程度对拔出量的影响也很大。 当荷载
加大到 100kN后 ,试件的表面特征基本被消除 , 且平直段的
粘结力已基本失去 , 双压花的一些性质在 100 ～ 200kN 之间
表现出来。
试件在外荷载作用下钢绞线的拔出量主要由钢绞线的
张拉伸长值 、受压混凝土的压缩变形值 、双花结构自身不稳
定产生的环向变形值等几方面构成。混凝土强度等级不同
50 工业建筑　2005 年第 35 卷第 3期
主要影响试件的抗压能力 、抗劈裂能力及混凝土与钢筋的握
裹力 ,因而表现出相对每级荷载增量 , 钢绞线的拔出量增量
值 C30的 4-3试件要高于 C40的 8-2 试件 ,见图 5。
图 5　4-3 、5-2 、8-2试件 P-Δ曲线
　
承压板的主要作用是改善混凝土的应力集中状况 、减小
劈裂应力和限制双花在受拉时产生的环向变形值。从图 5
比较可以看出 ,同条件试件中 , 增加承压板构造措施的试件 4
-3 钢绞线的拔出量要小于未采取措施的试件 5-2 , 承压板
所起的作用极为明显。
4.2　试件荷载-混凝土表面应变(P-ε)曲线情况
由于各组试件的构造形式不同 ,试件的裂缝开展 、破坏
形式及荷载混凝土应变曲线特征均不相同。钢绞线双花结
构的稳定性及核心区强度 ,对试件表面裂缝的开展有明显影
响。如第 6 组试件 , 由于没有承压板的应力分散作用 , 试件
核心区内部的裂缝一旦形成 , 很快扩展到试件表面 , 第 9 组
试件与第 6组试件的裂缝开展情况相似 , 但由于双花内部没
有刚性支撑环对核心区加强 , 混凝土稳定性差 , 试件表面混
凝土应变值在加载后期变化加快 , 见图 6、图 9。此外 , 箍筋
可使混凝土产生三向受力状态 ,从而提高混凝土强度和延性
的作用也从试验中反映出来 ,见图 6 、图 8 , 有箍筋作用的第 6
组试件 ,在加载后期 P-ε曲线有明显的下降段 , 而使试件
的承载能力有进一步的提高 , 在没有箍筋构造的第 7 组试
件 ,荷载与混凝土的应变基本是线性增长 , 直至混凝土表面
开裂破坏。
承压板对试件应力集中状况的改善 ,也可从试件 6-2 、8
-3 的 P -ε曲线中反映出来。有承压板构造措施的 8-3
试件见图 7 ,不同截面混凝土应变值接近 ,曲线较为平缓。
图 6　6-2号试件
　
5　双压花锚具不同构造措施的作用
5.1　双压花
两个压花之间的分工不是简单的共同承受拔出力。从
支撑环的应变可以看出 ,拔出力的主要承担者仍然是前端压
图 7　8-3号试件
　
花 , 绞线端尾压花分担的拔出力较小。 由于有端尾压花的存
在 , 前端压花的变形和滑移受到约束 , 这是双压花锚具承载
力远远高于单压花锚具承载力的主要原因。在荷载等级很
高的情况下 ,绞线端尾压花也参与受力 , 但承受拔出力不是
它的主要工作 ,它的主要作用是稳定前端压花的花型 , 使双
压花作为整体保持较好的构造形状。
5.2　支撑环
支撑环的一个明显作用就是通过刚性支撑提高核心区
混凝土的承载能力和核心区的整体性 , 使打散的预应力钢丝
在荷载较高的条件下均匀受力。
5.3　承压板和螺旋筋
单纯的改善核心区混凝土的强度并不能充分改善试件
整体抗拔能力。由于核心区混凝土的强度得到改善 , 劈裂应
力成为主要矛盾使混凝土迅速开裂并发展 , 在没有螺旋筋约
束的条件下 , 荷载等级较低时试件即破坏。而承压板的加入
使混凝土较均匀地受压 , 延缓了混凝土的劈裂情况。总之 ,
由于承压板和螺旋筋构造措施 ,试件的承载力随着承压区混
凝土开裂的延迟得到进一步提高。
图 8　7-3号试件
　
图 9　9-3号试件
　
6　双压花锚具的形式试验
为保证充分发挥预应力筋的强度和安全张拉作业 , 将第
5 组构造形式双压花锚具按国家标准[ 7]要求进行形式试验。
51双压花锚具的试验研究———冯　蕾
测试结果为:组装件静载效率系数为 0.98 ,总应变在 5.3%～
7.7%;在疲劳性能测试中 , 试验应力上限值取1 209MPa ,应力
幅度 80kPa, 试验频率 8.3Hz , 试验结果超过 200万次;周期荷
载性能测试中 , 试验力上限值取 208kN , 试验力下限值取
104kN ,试验结果循环次数超过 50 次。形式试验表明:新型
双压花锚具的承载能力 、锚固性能符合国家标准 , 该体系的
研制是成功的。
7　结　论
1)通过试验结果分析认为:可将第 4、第 6组试件的构造
措施确定为双压花锚具锚固体系构成。
2)对第 4 、第 6 组试件拔出力与拔出量分析得出:在张拉
控制力平均值为 207.8kN 时(相当于 0.8 倍预应力钢筋强度
标准值)钢绞线拔出量平均值 4.875mm , 均方差为 1.336 , 数
据值偏于分散。建议增加该构造措施的批量试验 , 通过统计
方法确定施工阶段的锚具损失值。
3)应对试验结果进行数值分析 、数值模拟过程的研究 ,
从理论上对双压花锚具的力学性能有进一步的认识 , 找到理
论依据。
4)在上述工作完成后 , 要开展试点工程应用 , 现场实测
施工阶段锚具损失值 ,与试验统计值对照 , 得出结论。
可以预见 ,新型双压花锚固体系的应用将使高效有粘结
预应力楼盖体系 , 在充分发挥其技术开发和市场潜力的同
时 , 降低总价结构造价 , 减少结构用钢量 , 将会带来明显的社
会和经济效益。
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8　GB 50010-2002　混凝土结构设计规范
9　GB 50010-2002　混凝土结构工程施工质量验收规范
(上接第 45 页)
分析结果 ,图 8 清楚表明了土的侧压力系数对割线刚度
的影响 , K h 增大使 K s 增大 , 但是在桩的长径比较大的情况
下 ,侧压力系数提高对割线刚度的提高影响力减弱。
4　结　语
1)在长径比 l d 达到一定程度后 , 桩基割线刚度不再增
大。这里存在一个“临界桩长” ;而桩径的增大将引起桩基刚
度的显著增大。
2)随着土的弹性模量增大 ,桩基的刚度保持增大 , 在相
同的长径比时 ,随着桩土刚度比的增大 ,桩的割线刚度在下
降。
3)桩土系统刚度的无量纲系数 η=(Gavg Ep)(l d), 对
桩基荷载传递起控制作用 ,其与桩基轴向割线刚度有良好的
统一关系。
4)桩的可压缩性正是使桩的刚度在桩基达到一定的长
径比 ,或者说桩土系统柔度达到一定值后不再增大的原因。
5)土的侧压力系数增大使桩基轴向割线刚度增大 , 但
是 ,在桩的长径比较大的情况下 , 侧压力系数提高对割线刚
度的提高影响力减弱。
最后要说明以下几点:
以上分析讨论了均质砂土中影响桩基础割线刚度的主
要因素。值得指出 , 上面的各个因素 , 特别是有关土质的参
数 ,是相互影响 , 而非独立的。
荷载传递法求解桩基轴向性状的实质是利用桩土界面
间的非线性特性和变形协调 , 所以 , 本文的结果是基于本文
的荷载传递函数之上的 ,不同的荷载传递系数或者是同一荷
载传递函数选取不同的参数值 , 都会造成分析结果的差异。
但是 , 因为本文的荷载传递函数可以代表一般的非线性特
性 , 所以 ,本文的结果具有一般性意义。
桩基割线刚度的计算在实质上就是桩基在工作荷载下
沉降的计算 , 所以 ,从另外一个角度讲 , 本文的分析也可以说
是均质地基桩基在设计荷载下的沉降特性分析。
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