不同錨具錨固高強(qiáng)鋼絞線性能的分析

程佳佳，何明勝，李玉成，王京，陳立福

(石河子大學(xué)水利建筑工程學(xué)院，新疆 石河子 832003)

近年來，高強(qiáng)鋼絞線體外加固得到科研工作者的廣泛研究[1-8]。實(shí)驗(yàn)研究表明，高強(qiáng)鋼絞線作為體外加固的一種方式，可以明顯提升試驗(yàn)構(gòu)件的承載力與變形能力，同時(shí)高強(qiáng)鋼絞線耐火性能好、強(qiáng)度高、安全可靠度高等因素，在工程加固領(lǐng)域得到大量應(yīng)用[9-11]。其中，郭子雄[12]采用閉合預(yù)應(yīng)力鋼絲繩且未抹聚合物砂漿加固鋼筋混凝土梁，試驗(yàn)結(jié)果表明，該加固方式有效提高了RC梁變形能力與抗剪承載能力，但從試驗(yàn)現(xiàn)象發(fā)現(xiàn)，加固所使用的閉合鋼絲繩斷裂基本發(fā)生在錨具處與梁的倒角處。由于鋼絞線加固試驗(yàn)研究多數(shù)會(huì)在外圍抹上聚合砂漿，試驗(yàn)結(jié)果不宜分析鋼絞線的破壞形態(tài)，因此該加固體系的薄弱點(diǎn)很難判定[13-15]。經(jīng)查閱相關(guān)研究文獻(xiàn)，歸納出目前鋼絞線張拉過程與錨具性能研究存在以下問題：一是許多研究結(jié)果均表明高強(qiáng)鋼絞線體外加固是一種有效的加固方式，但相關(guān)研究中幾乎未涉及與鋼絞線端頭連接的錨具裝置；二是為滿足鋼絞線與鋼絞線網(wǎng)加固施工所需的預(yù)應(yīng)力值，尚無對(duì)該加固方式下張拉控制方式選擇的研究；三是鋼絞線加固體系張拉計(jì)算公式推導(dǎo)研究較少。

針對(duì)以上問題，本研究課題組將試驗(yàn)分成2個(gè)階段進(jìn)行，第1階段在自主設(shè)計(jì)的張拉試驗(yàn)機(jī)上通過控制錨具的種類和數(shù)量對(duì)制作的試件進(jìn)行張拉試驗(yàn)，研究不同錨具對(duì)鋼絞線錨固性能的影響，第2階段是通過試驗(yàn)?zāi)M工程實(shí)際的張拉過程，選擇合理的張拉控制方式。

1 試驗(yàn)概況

1.1 錨具的選擇

研究已驗(yàn)證了高強(qiáng)鋼絞線網(wǎng)與聚合物砂漿協(xié)同加固技術(shù)加固方式的有效性，同時(shí)，該技術(shù)在建筑工程中得到了應(yīng)用，但施工中出現(xiàn)的不同錨具差異性，現(xiàn)階段缺乏相關(guān)的對(duì)比試驗(yàn)研究。為了給該加固選擇合適的錨固構(gòu)件，充分發(fā)揮鋼絞線的抗拉強(qiáng)度，試驗(yàn)選用以下3種常用的錨具進(jìn)行試驗(yàn)，如圖1所示。

圖1 不同的鋼絞線錨具

1.2 試件的制作

根據(jù)鋼絞線規(guī)格選擇錨具的大小。先將鋼絞線的一端穿過配套的吊環(huán)活節(jié)螺栓，再用錨具錨固鋼絞線的彎折處，使得鋼絞線與活節(jié)螺栓形成一個(gè)整體，最后將鋼絞線的另一端以相同的操作方式與拉壓傳感器連接。

試驗(yàn)采用6×7+IWS型鍍鋅鋼絞線，鋼絞線直徑D=4.5 mm,橫截面面積A=9.62 mm2,鋼絞線能承受的最大拉力Ft=16.1 kN(表1),鋼絞線穿過活節(jié)螺栓處的彎折長(zhǎng)度為80 mm。

表1 鋼絞線的力學(xué)性能

1.3 試驗(yàn)的設(shè)計(jì)

試驗(yàn)共對(duì)50組試件進(jìn)行同等速率的張拉，研究的變量包括錨具的種類、數(shù)量和墊片的類型、數(shù)量。先將制作好的試件安裝在自主設(shè)計(jì)的張拉裝置上，再把活節(jié)螺栓穿過60 mm厚鋼板中，用手?jǐn)Q螺母使其初步拉緊，如圖2所示。試驗(yàn)使用力矩扳手連接套筒擰活節(jié)螺栓的螺母，力矩控制增量為每級(jí)1 N·m，力矩扳手旋轉(zhuǎn)速度緩慢直至鋼絞線斷裂。試件另一段與拉壓傳感器相連接，并由進(jìn)口的TDS數(shù)據(jù)采集箱采集鋼絞線實(shí)時(shí)承受的拉力大小。

試驗(yàn)主要采集的數(shù)據(jù)有隨著力矩的每級(jí)增加鋼絞線承受力值大小的變化、鋼絞線斷裂前的峰值荷載、試件的破壞形態(tài)。

圖2 鋼絞線張拉試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)

1.4 鋁扣擠壓方式的選擇

試驗(yàn)中對(duì)鋁扣的擠壓采用橫向、豎向2種擠壓方式。試驗(yàn)結(jié)果顯示，采用橫向擠壓時(shí)可以將鋼絞線固定住，但橫向擠壓方式下的橢圓型鋁扣出現(xiàn)了多組脫扣現(xiàn)象。試驗(yàn)采用豎向擠壓鋁扣時(shí)，進(jìn)行張拉試驗(yàn)的試件未出現(xiàn)脫扣現(xiàn)象。說明擠壓鋁扣采用橫向擠壓方式其失效概率要比豎向擠壓方式大。從安全儲(chǔ)備的角度來看，豎向擠壓鋁扣要比橫向擠壓更好。因此,后續(xù)的試件制作過程中對(duì)鋁扣統(tǒng)一采用豎向擠壓方式。

2 試驗(yàn)破壞形態(tài)及分析

3種不同錨具制作的試件，依據(jù)錨具的種類和數(shù)量進(jìn)行編號(hào)，其中a為八字型鋁扣，b為橢圓型鋁扣，c為瑪鋼卡扣，字母后的第1個(gè)數(shù)字代表鋼絞線彎折處錨具的數(shù)量，最后一個(gè)數(shù)字代表對(duì)應(yīng)錨具組別的試件編號(hào)。圖3、圖4及圖5為各組試件的試驗(yàn)現(xiàn)象與破壞模式，據(jù)此分析試件的試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞形態(tài)。

2.1 八字型鋁扣試件破壞形態(tài)及分析

使用力矩扳手緩慢的擰螺母，當(dāng)力矩值在0～2 N·m之間時(shí)，力值上升緩慢，試件的伸長(zhǎng)變形較大。該階段屬于初拉緊階段，主要克服鋼絞線兩端的彎折變形。力矩值達(dá)2 N·m后，試件承受的力值的增速隨著力矩扳手的旋轉(zhuǎn)加快。鋼絞線彎折處安放1個(gè)八字鋁扣的4組試件中，如圖3a所示，除了第1組試件a-1-1鋼絞線在活節(jié)螺栓孔眼處發(fā)生斷裂，極限承載能力達(dá)到14.1 kN，其余3組均在鋁扣處發(fā)生斷裂，試件極限抗拉強(qiáng)度都在13.3 kN附近。彎折處安裝2個(gè)八字型鋁扣，試驗(yàn)現(xiàn)象與安裝一個(gè)鋁扣的現(xiàn)象相近，4組試件中a-2-2極限抗拉強(qiáng)度同樣達(dá)到14.1 kN，鋼絞線在活節(jié)螺栓孔眼處發(fā)生斷裂，剩下3組試件在鋁扣處斷裂，如圖3b所示。試件斷裂大多都發(fā)生在鋁扣附近，說明擠壓鋁扣對(duì)鋼絞線有損傷，使得鋁扣附近成為試件的薄弱點(diǎn)。

圖3 八字型鋁扣破壞現(xiàn)象

2.2 橢圓型鋁扣試驗(yàn)現(xiàn)象及分析

結(jié)果見圖4。

圖4 橢圓型鋁扣破形態(tài)

由圖4可見：橢圓型鋁扣鋼絞線彎折處設(shè)置1個(gè)鋁扣時(shí)，b-1-1試件在孔眼處發(fā)生斷裂，且其極限抗拉強(qiáng)度達(dá)到14.2 kN。剩余3組試件極限抗拉強(qiáng)度均未超過14 kN，斷裂均發(fā)生在鋁扣處，如圖4a所示。彎折處安放2個(gè)橢圓型鋁扣時(shí)，4組試件的極限抗拉強(qiáng)度均徘徊在13 kN附近，數(shù)值浮動(dòng)在0.1 kN以內(nèi)，斷裂均發(fā)生在擠壓的鋁扣處，試驗(yàn)現(xiàn)象見圖2b。結(jié)合八字型鋁扣的試驗(yàn)現(xiàn)象說明，采用豎向擠壓鋁扣的方式，鋼絞線彎折處只需設(shè)置1個(gè)鋁扣，其安全儲(chǔ)備足以滿足該規(guī)格的鋼絞線施工要求，且錨固性能可靠。

2.3 U型瑪鋼卡頭試驗(yàn)現(xiàn)象

對(duì)U型瑪鋼卡頭前期進(jìn)行試驗(yàn)時(shí)，發(fā)現(xiàn)試件出現(xiàn)了脫扣現(xiàn)象，而且極限承載力在10 kN附近。后期試件制作時(shí)，試驗(yàn)組將U型卡頭用力擰緊，結(jié)果發(fā)現(xiàn)試件的斷裂全部發(fā)生在U型瑪鋼卡頭處，同時(shí)依然存在脫扣現(xiàn)象，試件的極限抗拉強(qiáng)度達(dá)到9.5 kN附近便發(fā)生斷裂(圖5a)。對(duì)采用雙U型瑪鋼卡頭制作的試件，有2組極限抗拉強(qiáng)度低于9 kN，同樣存在脫扣現(xiàn)象(圖5b)。表明對(duì)于U型瑪鋼卡頭而言，安裝的數(shù)量越多，反而對(duì)鋼絞線的損傷越嚴(yán)重。U型瑪鋼卡頭的所有試件極限承載能力均在10 kN附近，因此，從試驗(yàn)現(xiàn)象可知2種鋁扣的性能要優(yōu)于U型瑪鋼卡頭。

圖5 U型瑪鋼卡頭破壞形態(tài)

3 錨具性能試驗(yàn)結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

不同錨具控制下各組試件的試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)見表2，其中Fu表示試件整體的極限承載能力。

力矩值每增加1 N·m，數(shù)據(jù)采集器記錄一次力值。試驗(yàn)將同種錨固構(gòu)件和數(shù)量的試件作為一組實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，通過實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)繪制出力—力矩曲線，結(jié)果如圖6所示。

表2 試件的參數(shù)與結(jié)果

圖6 力與力矩曲線

(1)錨具節(jié)點(diǎn)處變形越小，試驗(yàn)數(shù)據(jù)圖形的重合度就會(huì)越高；力與力矩曲線越平直、重合度越高，表明錨具的錨固性能越好。

(2)不同錨具對(duì)曲線的走勢(shì)有較大的影響。八字型鋁扣與橢圓型鋁扣較U型瑪鋼卡頭的曲線重合率更高，并且八字型鋁扣曲線重合率比橢圓型鋁扣更高。由此說明八字型鋁扣對(duì)于鋼絞線彎折處的錨固效果最穩(wěn)定。

(3)U型瑪鋼卡頭力矩值在0～3 N·m附近時(shí)，試件的曲線基本重合，可當(dāng)力矩超過3 N·m時(shí)，曲線的離散性開始變得越來越大(圖6e、f)。

(4)當(dāng)不同數(shù)量的錨具作為控制變量時(shí)，U型瑪鋼卡頭曲線的離散性未隨著錨具數(shù)量發(fā)生過大的變化，難以擬合出力—力矩之間的關(guān)系公式。2種鋁扣的曲線相似，整體的重合率較高；錨具的數(shù)量對(duì)鋼絞線錨固效果的影響比錨具構(gòu)造形式的影響要小。

4 模擬施工現(xiàn)場(chǎng)的張拉控制試驗(yàn)

4.1 張拉控制試驗(yàn)設(shè)計(jì)

通過上述試驗(yàn)結(jié)果分析，模擬施工現(xiàn)場(chǎng)張拉所制作的試件，錨具全部選擇性能最優(yōu)的八字型鋁扣作為鋼絞線彎折處的錨具進(jìn)行張拉試驗(yàn)。為了模擬工程實(shí)際，采用現(xiàn)普遍使用的角鋼固定鋼絞線的方式進(jìn)行張拉實(shí)驗(yàn)，結(jié)果如圖7a所示；角鋼螺孔的外側(cè)粘貼了一個(gè)記錄螺母旋轉(zhuǎn)角度的羅盤，結(jié)果如圖7b所示，通過記錄的螺母旋轉(zhuǎn)度數(shù)推算螺栓的伸長(zhǎng)值。因活節(jié)螺栓的螺紋距為1 mm，所以螺母每旋轉(zhuǎn)1圈，螺桿就伸長(zhǎng)1 mm，而且試驗(yàn)記錄下的螺母旋轉(zhuǎn)圈數(shù)對(duì)后續(xù)伸長(zhǎng)值控制公式推導(dǎo)至關(guān)重要。

通過試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)：螺紋隨著力值的增加，墊片和螺紋會(huì)發(fā)生不同程度的損傷，墊片的種類和數(shù)量對(duì)張拉力值的變化和控制精度有一定的影響。因此，試驗(yàn)過程中將墊片的數(shù)量和種類作為此次張拉試驗(yàn)的一個(gè)控制變量。試件的編號(hào)方式是d為薄墊片、e為厚墊片，字母后的數(shù)字表示墊片的數(shù)量，最后一位數(shù)字代表試件的組號(hào)。

圖7 試驗(yàn)梁上張拉實(shí)驗(yàn)

4.2 八字型鋁扣力值曲線分析

觀察分析試驗(yàn)的力矩控制曲線(圖8a、c、e、g)和伸長(zhǎng)值控制曲線(圖8b、d、f、h)可知：

(1)墊片種類和數(shù)量的變化對(duì)兩種曲線的走勢(shì)無太大影響，說明墊片數(shù)量和種類不是影響力矩控制后期曲線波動(dòng)異常的因素。

(2)力矩控制下曲線在0～8 kN之間上升穩(wěn)定，且基本呈線性增加的關(guān)系；當(dāng)力值到達(dá)8 kN附近時(shí)，曲線的波動(dòng)開始加大，曲線之間出現(xiàn)分離的趨勢(shì)。這是由于墊片和螺紋發(fā)生不同程度的損傷，導(dǎo)致螺母與墊片、墊片與角鋼之間的摩擦力增長(zhǎng)異常。隨著摩擦力增長(zhǎng)的加快，力矩值上升的速度也同樣加快，也解釋了張拉后期各曲線離散性加大的原因。

(3)力值不超過8 kN時(shí)，無論是力矩控制還是伸長(zhǎng)控制曲線波動(dòng)基本成線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，而力值超過8 kN時(shí)，力矩控制曲線開始出現(xiàn)不同程度的波動(dòng)，此時(shí)伸長(zhǎng)值控制曲線依然保持穩(wěn)定，表明當(dāng)力值超過8 kN時(shí)，伸長(zhǎng)值控制要比力值控制更穩(wěn)定。

圖8 八字型鋁扣力值曲線分析

5 力矩與伸長(zhǎng)值的協(xié)同控制計(jì)算方法

5.1 力矩控制

由于在鋼絞線上無法粘貼應(yīng)變片，又因活節(jié)螺栓與鋼絞線的受力在同一條直線上，且大小相等，所以試驗(yàn)組將應(yīng)變片設(shè)置在活節(jié)螺栓上，通過采集活節(jié)螺栓的實(shí)時(shí)應(yīng)變可推斷鋼絞線的受力大小。為了推導(dǎo)力矩控制的計(jì)算公式，對(duì)張拉的螺栓體系建立幾何模型(圖9a)，再以螺紋表面研究對(duì)象，進(jìn)行模型簡(jiǎn)化(圖9b)。力矩扳手的作用下螺母受到力矩M的推動(dòng)，克服摩擦阻力使得螺栓向上移動(dòng)，相當(dāng)于在滑塊2上加了水平力P，使滑塊2沿著斜面等速向上滑動(dòng)。

a—螺栓模型 b—力學(xué)簡(jiǎn)化模型圖9 力矩控制計(jì)算模型

鋼絞線對(duì)活節(jié)螺栓的拉應(yīng)力為Q,力矩扳手承受的力矩由活節(jié)螺栓螺紋和螺母內(nèi)螺紋之間摩擦阻力產(chǎn)生的力矩TL、螺母和墊圈(鋼板)之間摩擦力產(chǎn)生的力矩TD二部分組成。由力矩平衡條件2可得

T=TL+TD，

(1)

活節(jié)螺栓螺紋與螺母內(nèi)螺紋之間的摩擦力產(chǎn)生的力矩

(2)

式(2)中d2為螺紋中徑，γ為活節(jié)螺栓螺紋的升角，β為螺旋副間當(dāng)量摩擦角。

螺母與墊圈(鋼板)之間的摩擦力產(chǎn)生的力矩TD為

(3)

式(3)中fd是螺母與墊圈之間的摩擦系數(shù)，dm為螺母環(huán)形支承面外徑。

將式(2)、(3)代入式(1)整理后得

(4)

T=K×Q×d。

(5)

表3 力矩控制公式系數(shù)擬合統(tǒng)計(jì)表

已知活節(jié)螺栓的直徑為8 mm，QP為鋼絞線的張拉應(yīng)力設(shè)計(jì)值。δ最終擬合值為0.54，所以在該施工條件下K的取值為

(6)

式(6)中力與力矩曲線擬合后的截距值為b=0.35，由下式將其轉(zhuǎn)化為力矩值，

(7)

式(7)中e為推導(dǎo)公式的力矩調(diào)整值。

將式(6)、(7)分別代入式(5)可得

T=0.23×QP×d+0.65。

(8)

考慮安全儲(chǔ)配以及預(yù)應(yīng)力損失等因素，需要將鋼絞線超張拉1.3倍計(jì)算值Q，在式(5)的基礎(chǔ)上將Q放大1.3倍，最終得到公式

T=0.18×QP×d+0.65。

(9)

上面推導(dǎo)公式的過程解答了試驗(yàn)中的疑問,試件張拉后期力矩和力值曲線發(fā)生波動(dòng)是因螺母對(duì)墊片產(chǎn)生較大的擠壓應(yīng)力，致使螺母旋轉(zhuǎn)的過程中墊片發(fā)生嚴(yán)重變形，螺母與墊片之間的摩擦力急劇上升，TD也隨之增大；另外，也解釋了在試驗(yàn)張拉過程中為何力加載到后期需要兩邊依次張拉，才能保證力和力矩值基本成線性相關(guān)。

5.2 伸長(zhǎng)值進(jìn)行控制

試驗(yàn)通過計(jì)算螺母旋轉(zhuǎn)的圈數(shù)判定螺栓前進(jìn)的長(zhǎng)度，試驗(yàn)記錄了螺母每級(jí)加載旋轉(zhuǎn)的角度以及鋼絞線所受的拉力值F，用螺母旋轉(zhuǎn)圈數(shù)推算螺栓的伸長(zhǎng)值，再將伸長(zhǎng)值與鋼絞線的拉力值關(guān)系曲線進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，結(jié)果(表4)表明伸長(zhǎng)值控制到加載后期較力矩控制更穩(wěn)定。

表4 伸長(zhǎng)值公式控制系數(shù)擬合統(tǒng)計(jì)表

鋼絞線承受的力值F與螺母旋轉(zhuǎn)圈數(shù)換算出的伸長(zhǎng)值ΔL，擬合的線性系數(shù)ρ=0.71，該條件下伸長(zhǎng)值公式為

F=0.71×ΔL-0.38。

(10)

6 結(jié)論

(1)錨具選用八字型鋁扣時(shí)，單個(gè)鋁扣足以滿足錨固性能的需要，不必設(shè)置2個(gè)及以上鋁扣而造成材料浪費(fèi)。

(2)3種錨具對(duì)鋼絞線都有局部損傷，均未能完全發(fā)揮鋼絞線的極限抗拉強(qiáng)度。其中，U型瑪鋼卡頭對(duì)鋼絞線的局部損傷最為嚴(yán)重，所制作的試件只發(fā)揮鋼絞線極限抗拉強(qiáng)度的56%；八字型鋁扣表現(xiàn)最佳，發(fā)揮了鋼絞線極限抗拉強(qiáng)度的83%；橢圓型鋁扣發(fā)揮了鋼絞線81%的極限抗拉強(qiáng)度。

(3)鋼絞線張拉初期，其彎折部分變形無法控制，宜采用力矩控制。當(dāng)加載力超過8 kN時(shí)，應(yīng)改為伸長(zhǎng)值控制，因此時(shí)螺桿與墊片均發(fā)生較大的損傷，導(dǎo)致力矩控制不準(zhǔn)確。使用力矩與伸長(zhǎng)值共同控制的方式，可滿足施工精度的要求。

(4)經(jīng)試驗(yàn)數(shù)據(jù)推導(dǎo)出的力矩控制計(jì)算公式，考慮了螺母與墊圈之間的摩擦阻力，更加符合工程實(shí)際。