全 文 ：技术创新
预应力混凝土双压花锚具力学性能试验研究
柴文革　李文利
(中国矿业大学　北京　100083)
　　摘　要:参照单压花锚具构造 ,提出预应力混凝土双压花锚具的概念。通过试验对二者的受力性能进行
了深入的对比研究 , 对双压花锚具的构造提出进一步的改进措施。
　　关键词:预应力混凝土　双压花锚具　单压花锚具　锚固性能
EXPERIMENTON THE MECHANICAL PROPERTY OF DOUBLE-BALL
ANCHORAGE OF PRESTRESSED CONCRETE
Chai Wenge　Li Wenli
(China University of Mining &Technology　Beijing　100083)
Abstract :It is proposed the conception of double-ball anchorage of prestressed concrete according to the structure of a
single-ball anchorage.It is also compared the mechanical properties of these anchorages through tests.Based on which the
measures for further improvement on the structure of double-ball anchorage are put forward.
Keywords :prestressed concrete　double-ball anchorage　single-ball anchorage　anchorage performance
第一作者:柴文革　男　1966年 6月出生　博士研究生　北方工业
大学讲师
E-mail:cwg6613@yahoo.com.cn
收稿日期:2006-07-04
0　前　言
在后张法预应力构件当中 ,锚具是将预应力钢筋永久性
地锚固在构件上 ,并使构件产生预压应力的关键部件。锚具
的类型很多 ,按其受力特点可以分为楔紧式 、支撑式 、粘结式
三大类。本次试验研究的预应力双压花锚具(见图 1)是在原
单压花锚具(见图 2)基础上开发的一种新型锚具形式 , 属自
粘结式锚具。该锚具在保持了压花类锚具成本低 、结构简
单 、施工方便 、对设备条件要求低等优点的同时 , 锚固性能有
了很大的提高。然而作为一种新型的锚具形式 , 双压花锚具
内部构造还不够完善 , 受力性质还没有完全为人们所认识。
为了能够进一步搞清其力学性质 , 方便其在工程中的应用 ,
有必要对双压花锚具的力学性能及构造作进一步的研究。
1-第一个压花;2-第二个压花;3-螺旋筋;4-钢绞线
图 1　双压花锚具构造
Fig.1　The structure of double-ball anchorage
　
1　试验概况
1.1　试件设计
试件的基本形式为拔出试件 , 试件设计严格按照《混凝
土结构试验方法标准》进行 , 试件尺寸见图 1、图 2 所示。试
件总数共计 8组 24 个。应变片贴置部位见图 3。
试件参数:1)压花类型分为单压花和双压花;2)试件混
凝土强度等级分为C40、C30 两种;3)试件长度为 500mm;4)试
件断面尺寸为 200mm×200mm;5)钢绞线采用 15 , 1 860MPa
级钢绞线。
1-压花;2-螺旋筋;3-钢绞线
图 2　单压花锚具构造
Fig.2　Structure of single-ball anchorage
　
1.2　加荷方法及测量内容
拉拔试验是在中国矿业大学力学与结构试验室完成的。
荷载由液压万能试验机施加 , 主要测量内容为拉拔力 P 、钢
绞线的拔出量 X 以及混凝土试件表面的应变(见图 3)。
103Industrial Construction Vol.37 , No.8 , 2007 工业建筑　2007 年第 37 卷第 8期　　　
DOI :10.13204/j.gyjz2007.08.027
图 3　应变片贴片位置
Fig.3　St rain gauge distribution　
2　试验结果分析
2.1　拉拔试件的荷载-滑移曲线
典型试件的荷载-滑移曲线见图 4、图 5所示。
典型试件表面应变情况 , 见图6、图7 、图 8所示荷载-应
变曲线。
图 4　单压花锚具荷载-滑移曲线
Fig.4　Load- sliding curve(single-ball anchorage)
　
图 5　双压花锚具荷载-滑移曲线
Fig.5　Load- sliding curve (double-ball anchorage)
　
图 6　单压花锚具混凝土应变-荷载曲线
Fig.6　load- concrete strain curve(single-ball anchorage gauge5)
　
2.2　试件受力过程
2.2.1　单压花锚具
根据图 4所示荷载-滑移曲线 ,单压花试件的受力过程
可以分为以下三个阶段:
1)0A 段:加荷初期(0 ～ 0.25Pu , Pu 为极限拉拔力), 钢
图 7　双压花锚具混凝土应变-荷载曲线
Fig.7　Load- concrete strain curve(double-ball anchorage , gauge5)
　
图 8　双压花锚具混凝土应变-荷载曲线
Fig.8　Load-concrete strain curve
(double-ball anchorage , gauge7)
　
绞线滑移量较小(0～ 0.7mm),拉拔力与滑移量之间呈线性关
系 , 此时混凝土应变值较小(0 ～ 0.000 02), 且拉拔力与混凝
土应变之间也呈线性关系(见图 6)。
2)AB 段:伴随荷载加大(0.25 ～ 0.85Pu),曲线在 A 点发
生转折 , 之后拉拔力与滑移量之间关系呈非线性。 该阶段钢
绞线滑移量明显增大(0.7～ 3.5mm),混凝土应变值也进一步
加大 ,AB 阶段末期混凝土应变接近达到 0.000 15。
3)BC段:当荷载达到 0.85Pu 时 , 钢绞线滑移量随荷载
增加明显加快 ,曲线在 B 点处再次发生转折。随后混凝土应
变急剧增大并超出应变片量程导致应变片破坏。当荷载加
至 Pu 时 , 试件在锚头处首先出现纵向劈裂裂缝 , 且纵向裂缝
一旦出现便迅速发展 , 试件承载能力随即丧失 , 试件破坏呈
明显的脆性特征(图 9)。
2.2.2　双压花锚具
根据图 5所示荷载与滑移量关系曲线 , 双压花锚具试件
的受力过程大致分为两个阶段:
1)OABC段:荷载范围(0 ～ 0.75Pu),在该阶段初期 OA段
(0～ 0.2Pu), 荷载与滑移量呈线性关系。此时应变 5 、应变 7
同拉拔力之间均呈线性关系。应变 5 数值为应变 7 的 5 ～ 8
倍(见图 7、图 8)。
随着荷载的增加曲线进入 AB段(0.2 ～ 0.55Pu), 图 5 所
示曲线呈非线性。此时应变5 增大较快 , 与拉拔力之间呈非
线性关系 ,应变 7 增大较慢同拉拔力之间均呈线性关系。应
变 5 数值为应变 7 的 3～ 5倍(见图 7、图 8)。
当荷载增至约 0.55Pu ,图 5 所示曲线发生明显转折 , 曲
线进入 BC段。此时应变 5与应变 7 快速增大。应变 5 数值
为应变7 的 2～ 3 倍(见图 7 、图 8)。
104 工业建筑　2007 年第 37 卷第 8期
2)CD段:荷载范围(0.7～ 1Pu), 图 5 所示曲线再次发生
转折 ,应变 5进一步增大 , 应变7 急剧增大。应变 5数值为应
变7 的 1～ 2 倍(见图 7 、图 8)。最终 , C40 试件在试件表面混
凝土出现微裂缝的同时钢绞线被拉断(见图 10)。而 C30 试
件开始出现纵向裂缝 ,并迅速发展成宏观裂缝(见图 11)。
2.4　锚具的破坏特征
2.4.1　试件破坏形式
1)单压花锚具:构件破坏呈明显的劈裂状 , 裂缝大都集
中在压花部位 ,并沿构件纵向分布(图 9)。
图 9　单压花锚具试件
Fig.9　Single-ball anchorage sample
　
2)双压花锚具:试件的破坏形式有两种:C40 试件 , 钢绞
线被拉断 ,并伴有混凝土裂缝出现(见图 10);C30 试件 , 混凝
土在拉力作用下开裂形成通缝(见图 11)。
图 10　C40双压花锚具试件
Fig.10　C40 double-ball anchorage sample
　
图 11　C30双压花锚具试件
Fig.11　C30 double-ball anchorage sample
　
2.4.2　试件内部破坏特征
将试验后的试件破开后可以看到:
1)单压花锚具:C 30 试件在花头发生整体位移的同时 ,
花头钢绞线与混凝土之间发生了位移 , 花头变形明显(见图
12)。 C 40 试件相对于C 30试件而言 , 花形基本完整 ,花头变
形较小 ,花头钢绞线与混凝土之间发生了位移(见图 13)。
2)双压花锚具:在 C 30 、C 40 试件中钢绞线与混凝土之
间均没有发生明显滑动 ,后一个花头的花形稳定 ,变形不大 ,
而前一个花头在载荷作用下几何形状变化很大 , 径向变短 ,
轴向伸长(见图 14、图 15), C30 试件第一个压花处的几何变
形比 C 40 试件要大。
图 12　C30单压花锚头
Fig.12　Fixed end of C30 single-ball anchorage
　
图 13　C40单压花锚头
Fig.13　Fixed end of C40 single-ball anchorage
　
图 14　C 30双压花锚头
Fig.14　Inside of C30 double-ball anchorage
　
图 15　C40双压花锚头
Fig.15　Inside of C40 double-ball anchorage
　
3　试件极限锚固力对比
通过试验测得的各种压花锚具试件的平均极限锚力见
表 1。
表1　试件组平均锚固力值
Table 1　Average anchor force of each group of specimens
试件类型 单花 C30 单花 C40 双花C30 双花 C40
锚固力值
kN
163 170 219 280
破坏形式 劈裂 劈裂 混劈裂 钢绞线拉断 、劈裂
105预应力混凝土双压花锚具力学性能试验研究———柴文革 , 等
4　试验分析
4.1　单压花锚具
1)C40 试件比 C30 试件的平均极限拉拔力稍高(约高
4.3%), 二者在数值上相差不大(见表 1)。根据试件的破坏
特征可以看出 ,试件属于混凝土劈裂破坏(见图 9),而这种破
坏形式主要与混凝土的极限拉应力有关 , 就 C30 混凝土与
C40混凝土而言 , 二者在极限抗拉应力方面相差不大 , 从而导
致二者的极限拉拔力相差较小。
2)根据锚具荷载-滑移曲线可以看出 , 单压花试件变形
较小 ,破坏较为突然 , 试件延性较差。
3)在拉拔载荷作用下 , 钢绞线的滑移量 , 主要由钢绞线
与混凝土的相对滑移量和压花的变形引起 , 由于花头末端缺
乏约束 ,钢绞线与混凝土的相对滑移量较大。
4.2　双压花锚具
1)根据图 4、图 5 所示 , 在荷载较小的情况下(0 ～
0.35Pu),单压花锚具与双压花锚具的荷载-滑移曲线十分
接近 ,双压花应变 7 读数较小(见图 8), 这说明双压花锚具的
第二个压花时的受力较小。
当荷载大于 0.4Pu(双压花锚具的极限拉拔力)之后 ,两
者在拉拔力与钢绞线滑移量关系曲线上的差别开始明显 ,此
时双压花锚具中的第二个压花的受力仍然较小 , 曲线中两者
的差别主要是由于双压花中的第一个压花头本身的锚固性
能优于单压花锚具造成的。
当荷载增至0.7Pu , 第一个压花内部的混凝土发生屈服 ,
锚固力达到极限 ,曲线在 B 点发生转折 , 应变 7 的读数明显
增大 ,在 BC 段末第一个压花的变形潜力已消耗殆尽 , 压花形
状变化很大 , 锚具受力过程开始进入荷载-滑移曲线中的
CD段 , 此时第二个压花受力明显增大。当荷载达到 1Pu ,试
件表面出现裂缝 ,钢绞线被拉断。
2)对于双压花锚具而言 , 混凝土强度对锚固力的影响十
分显著 , C40 试件比 C30 试件的平均极限拉拔载荷提高了
27.8%。这是由于第一个压花内部混凝土的屈服强度越高 ,
其锚固力就越大 ,在荷载-滑移曲线(图 5)中 , 则表现为 B点
所对应的荷载值也就越高 ,从而使得整个锚具的锚固力得到
了提高。
3)对于双压花锚具而言 , 两个压花受力是否协调是影响
锚具整体性能的关键。由荷载-滑移曲线(图 5 、图 6)可以
看出 , CD段的荷载增量为 0.3Pu(第二个压花的锚固力)较之
单压花的锚固力(约 0.6Pu)小很多。这主要是由于第一个压
花对于混凝土试件的削弱 ,造成了第二个压花锚固性能的降
低。通过配置箍筋一方面可以限制试件表面裂缝的生成 , 另
一方面可以改善混凝土锚具试件的延性 , 从而协调两个压花
的受力 ,进一步提高锚具的锚固力。
4)与单压花锚具不同 , 由于受到第二个压花的约束限
制 , 在拉拔载荷作用下 , 双压花锚具的滑移量较小 , 拔出量主
要由第一个压花的变形引起。
5)在混凝土强度等级相同的情况下 ,双压花比单压花的
锚固力有了较大的提高 , C30 提高了 34.3%, C40 提高了
65%。
5　结论与建议
1)混凝土强度等级对于单压花锚具的锚固力影响较小 ,
单纯提高混凝土强度等级 ,对单压花锚具的锚固性能意义不
大。
2)混凝土强度对于双压花锚具的锚固力影响较大。
3)双压花锚具的锚固性能较单压花锚具而言有较大提
高 , 且构件的的延性较之单压花锚具有明显提高。
4)多数试件在破坏时呈劈裂状 ,在其表面处有许多纵向
裂缝 。建议在锚具中配置约束混凝土横向变形的箍筋 , 箍筋
形状应采用圆形。
5)为了改善锚具在压花处的受力状态 , 可在压花前加垫
板。
参考文献
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建筑 , 1998 , 28(9):32-37
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业建筑 , 1999 , 26(7):46-49
(上接第 88 页)
3.4　明撑支护 、加固与修复拱券
修复拱券时 ,根据拱券的空间位置及其损坏特征和严重
程度 ,综合采用扶壁支护 、补砌 、锚杆拉接等多种方法提高其
稳定性 ,保证结构的安全。
对部分受外力作用 、不均匀沉降等因素产生整体倾斜的
墙体采用构造性锚杆拉接以增强其整体性外 , 在适当的部
位 、场地允许的条件下则采用明撑支护。明撑采用当地常用
的黄杨木 ,严格选材。
4　结　语
土坯扶壁 、土工长丝(锚杆)、灌浆加固 、修补裂缝与孔洞
残损修复 、土工织物及明撑支护等技术的综合应用 , 在较大
程度上解决了结构存在的严重的安全稳定性问题 , 有效地起
到了抢险加固的目的。上述措施对缓解遗址结构安全险情 、
最大限度延长遗址的寿命 、保护遗址本身及游客的安全等起
到了积极而有效的作用。同时 ,高昌故城西南大佛寺抢险加
固工程实践为我国西北干旱地区土遗址保护积累了可贵的
经验 。
需要指出的是 ,由于文物保护的永久性及材料自身耐久
性的矛盾[ 5] , 以及土工材料脆性破坏的特点 , 建立有效的管
理机制 , 经常观测 ,及时有效地支护与加固 , 减少人为的扰动
亦是保护遗址安全的有效途径。
参考文献
1　周双林 ,袁思训 ,郭宝发 ,等.土遗址加固保护材料研制及效果检
验.∥第六届全国考古与文物保护化学学术研讨会.泉州:2000
2　赵海英 , 李最雄.西北干旱区土遗址的主要病害及成因.岩石力
学与工程学报 , 2003,(10):2 875-2 880
3　国家文物局.第一至五批全国重点文物保护单位保护管理调研资
料手册.2005
4　王旭东 , 李最雄.干旱环境下土遗址防风化加固室内实验研究∥
中国文物保护技术协会第二届年会论文集.西安:2002:238-248
5　陈　平 ,赵　冬 ,张卫喜 ,等.“皇宋中兴圣德颂碑”的修复 、加固与
安装.施工技术 , 2006 ,(8):39-40
106 工业建筑　2007 年第 37 卷第 8期