深中通道60 m箱梁底板束锚圈口转角对预应力损失影响研究.pdf

世界桥梁 2023年第51卷第S1期（总第224期）World Bridges#Vol.51,No.S1#2023（Totally No.22434DOI：10.20052/j.issn.1671-7767.2023.SI.006深中通道60 m箱梁底板束锚圈口转角对预应力损失 影响研究金志坚金志坚12,陈善行,陈善行3,盛建军,盛建军12,鲁立涛,鲁立涛12(1.深中通道管理中心，广东 中山528400；2.广东省公路建设有限公司，广东 广州510660；3.广东盛翔交通工程检测有限公司，广东广州511400)摘 要摘 要：深中通道60 m预制箱梁为预应力混凝土结构，箱梁预应力钢束分为腹板、顶板、底板束和底板合龙束&针对首片预 制箱梁底板BD2a、BD2b束YJM15-15锚锚下有效预应力值偏低且均匀性较差的问题，对预应力钢束理论有效预应力及考虑 锚圈口转角的预应力损失进行计算，分析锚圆口转角对预应力损失的影响，并将理论标准值与锚下有效预应力实测值进行对 比，提出保证锚下有效预应力的措施&结果表明：锚圈口转角越大，锚圈口摩阻损失率越大，锚下有效预应力越小；BD2a、BD2b束锚下有效预应力实测值与理论标准值偏差较大，进行退索处理后量测锚圈口转角，根据实测锚圈口转角平均值计算 锚下有效预应力理论标准值为157 FN,与实测值较为接近；张拉施工前，需对锚板与喇叭口处残留混凝土或外伸过长波纹管 及时清理整改，使张拉时钢绞线经过锚板与喇叭口的转角接近设计角度要求或者不大于4。关键词关键词：跨海桥梁；预制箱梁；预应力钢束；有效预应力；预应力张拉；锚圏口转角；摩阻损失；预应力损失中图分类号中图分类号：U441；U445.471 文献标志码:文献标志码:A 文章编号：文章编号：1671-7767(2023)Sl-0034-071概述概述深中通道项目是集桥、岛、隧、水下互通于一体的 世界级跨海集群工程，采用东隧西桥方案，路线全长 2Fm,全 线 桥 梁 全 长 17Fm,包 括 主 跨1666 m 的 超大跨径海中悬索桥伶仃洋大桥、主跨580 m的斜 拉桥中山大桥、泄洪区非通航孔桥、浅滩区非通航孔 桥及陆域引桥等口勺。口勺。其中浅滩区非通航孔桥全长 5 344 m,上部结构以60 m预制箱梁为主。60 m预 制箱梁采用单箱双室截面，共155片，其中141片为 20 m标准宽梁，14片为2024 m的变宽梁，梁高3.5 mo首片60 m预制箱梁为标准宽梁，采用C50 海工耐久混凝土和HRB400、HPB300钢筋&预应 力筋采用!15.2 mm低松弛高强度预应力钢绞线，截面面积A=140 mm2，标准抗拉强度九f=1 860 MPa,弹性模量 Ep=1.95 X 105 MPa,纵向预 应力管道采用金属波纹管&箱梁预应力钢束设置腹 板、顶板、底板束和底板合龙束，其中，60 m预制箱 梁底板束布置如图1 所示&深中通道首片60 m预制箱梁底板BD2a、BD2b 束(张拉采用YJM1515锚具)经过检测后发现钢束of 60 m-long precast box girder锚下有效预应力值偏低且均匀性较差。分析发现:施 工过程中，由于波纹管与锚垫板连接处密封不到位导 致渗浆残留的混凝土未清理干净、波纹管外伸过长(见图2),张拉时钢绞线经过锚板与喇叭口转角会增收稿日期 收稿日期 022-08-25基金项目：基金项目：广东省重点领域研发计划项目(2019B111105002)Project Supported by Rf D Plan for Key Sectors in Guangdong Province(2019B111105002)作者简介：作者简介：金志坚(1985),男，工程师，2007年毕业于湖南大学土木工程专业，工学学士，2010年毕业于湖南大学桥梁与隧道工程专业，工学 硕士(E-mail：)&深中通道60=箱梁底板束锚圈口转角对预应力损失影响研究 金志坚，陈善行，盛建军,鲁立涛35限位板锚具图图2波纹管与锚垫板波纹管与锚垫板Fig.2 Corrugated duct and anchor washer 大,钢绞线对锚板与喇叭口内壁的径向压力产生转角 摩擦，会对预应力损失造成一定的影响&公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规 范(JTG 33622018,简称“桥规)给出了预应力 摩阻损失的计算方法，但是对于锚圈口处的损失只 是提供了一个参考值&对于转角摩阻损失这类复杂 接触问题#目前相应的计算研究较少*2 *10-&2 底板底板BD2a、BD2b束理论锚下有效预应力束理论锚下有效预应力理论锚下有效预应力计算的重要参数有：锚圈 口摩阻损失率、管道偏差系数4预应力钢束与管道壁间的摩擦系数&为保证参数取值符合现场实际情况，首先开展锚圈口摩阻与孔道摩阻试验得到相关参数值,再进行60=箱梁底板BD2a、BD2b束理论锚下有效预应力计算&2.1锚圈口摩阻与孔道摩阻试验根据深中通道项目S07合同段锚口摩阻损失试验检测报告,11-,在现场对YJM15-15锚具进行了预应 力锚圈口摩阻损失试验(见图3、图4锚圈口摩阻试 验在模拟锚固区的混凝土试验梁上进行，试验管道顺 直无弯曲,且采用PVC管替换波纹管，降低管道摩阻 影响，张拉端和锚固端均采用压力传感器进行测试#通过两端的压力传感器检测出主动端与被动端力值 的差值，得到在该施工条件下(限位板槽深7.6=、针对首片预制箱梁底板BD2a、BD2b束 YJM15-15锚锚下有效预应力值偏低且均匀性较差 的问题，本文分别对2种不同锚圈口转角造成的锚 圈口摩阻损失进行锚下有效预应力理论计算，并将 理论值与锚下有效预应力实测值进行对比分析，研 究锚圈口转角大小对预应力损失的影响&研究结果 可反推张拉施工过程中存在的问题，并指导后续施 工以保证施工质量&夹雪垫板_ 被动端压力传感器图图3锚圈口摩阻试验示意锚圈口摩阻试验示意F)g.3 Fr)ctontestofanchorr)ng图图4锚具锚圈口摩阻试验锚具锚圈口摩阻试验F)g.4 Anchorr)ngfr)ctontestofanchorage锚垫板、钢绞线、喇叭口、波纹管等均保持不变YJM15-15锚锚圈口摩阻损失率为4.8%11-&深中通道首片60=预制箱梁张拉前，进行了 孔道摩阻试验(见图5预应力孔道摩阻测试结果 如表1所示,12-&图图5孔道摩阻试验孔道摩阻试验F)g.5 Ductfr)ct)ontest表表1预应力孔道摩阻测试结果预应力孔道摩阻测试结果Table 1 Prestressed duct friction test results类别k设计值0.200.250.0015实测值0.2540.001 482.2锚下有效预应力标准值计算2.2.1 预应力 钢束计算参数BD2a、BD2b束金属波纹管管道偏差系数k取 36世界桥梁 2023,51(S1)0.001 48,预应力钢束与管道壁间的摩擦系数取 0.254。设计张拉控制应力 九n=1 376 MPa,即 0.74/pko因实测YJM15-15锚锚圈口摩阻损失率为 4.8%，为保证锚下张拉控制应力能达到1 376 MPa,需考虑5%锚圈口摩阻损失率进行张拉，即锚外张拉 控制应力为0.74X 1.05九k=1 445 MPa。锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值根据现场实测取5 mm。BD2a,BD2b束大样及分段如图6所示&钢束 曲线要素为:直线段*ab=1.92 m、曲线段*bc j 1.67 m、直线段*cd=14.01 m,钢束弯曲半径R=8 m,钢束弯起角=12。166.3 166.3(a)钢束大样 单位：cm(b)钢束分段图图6 BD2a、BD2b束大样及分段束大样及分段Fig.6 Prestressing tendons BD2a and BD2b and segmentation 2.2.2计算原理锚下有效预应力为锚外控制应力与预应力损失 的差值&本文重点考虑张拉过程中瞬时损失(锚具 变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力加13-)进行 计算&与“桥规”附录”附录=一致,假设反向摩擦的管道 摩擦系数与正向摩擦(预应力钢束与管道壁间的摩 擦61)相同，且各段钢束在扣除管道正摩擦损失后 的应力分布为直线，锚下有效预应力：6e=6con 62(0)(1)式中，62(0)为锚圈口处预应力损失，即锚具变形、钢 筋回缩和接缝压缩引起的应力损失。根据BD2a、BD2b束的曲线要素，张拉阶段各 段钢束的摩阻损失为:6】=6 1 e-”1)(2)式中6f为该段钢束的起点应力1为计算点至张拉 端的距离。1位置处的预应力损失62 1)等于该段钢束起 点应力损失减去2倍的摩阻损失,即：6l2(1)=6l2(0)26l1(1)=6l2(0)26con1 e%01)-(3)根据材料力学应力应变关系有：*l=l=6l(4)%式中，/为材料变形量；l为材料长度*为材料应 变;为材料的弹性模量&根据各段曲线的反摩阻损失累计的钢束变化应 该与锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩值相等这一关 系，得到位移协调方程:62(0)261 e%01)-瓦(5)dz 4h=0因此，求解锚下有效预应力的问题转化为求解 该位移协调方程中的未知参数62(0)。2.2.3计算结果将BD2a、BD2b束曲线要素代入上述公式进行 计算，预应力损失计算参数如表2所示&表表2预应力损失计算参数预应力损失计算参数Table2 Calculationparametersofprestreslos长度起点终端摩擦张拉端终点回缩变形分段1应力/应力/损失/回缩损失/损失/量/mMPaMPaMPaMPaMPammAB1.9213761 372862(0)62(0)81BC1.67137!1 29814862(0)862(0)156 2CD14.011!981 2715662(0)15662(0)212 3注：未知参数为锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失&利用位移协调方程得：+/2+Ah=0(6)通过求解位移协调方程，计算BD2a、BD2b束 锚具变形、钢筋回缩和接缝压缩引起的应力损失 62(0)=205 MPa。锚下有效预应力 6=1 171 MPa,换算成标准值fs=6eA=164 kN。3考虑锚圈口转角预应力损失计算考虑锚圈口转角预应力损失计算锚圈口摩阻损失由两部分组成：采用限位板 自锚工艺张拉时，夹片逆刻划预应力钢束引起的摩 阻损失(主要受限位板槽深与钢绞线粗细影响);预应力钢束在锚板与张拉端垫板喇叭口转角处由 于摩擦引起的摩阻损失&以下主要研究在夹片逆刻 划预应力钢束引起的摩阻损失相对固定的前提下,锚圈口转角大小对摩阻损失的影响&3.1锚圈口转角计算锚圈口细节构造示意如图7所示&预应力钢束 从锚外到锚下，需要经过锚板处和喇叭口转角2次,锚板处转角和喇叭口转角是相等的，均可以用。表 示，其大小由锚孔位置、波纹管尺寸和喇叭口的长度 决定&YJM15-15锚具最外侧锥孔中心点外边间距 离!i=119 mm,喇叭口缩口处直径！=100 mm,锚 垫板长度2=290 mm。锚圈口转角为：%0=arctan,(!2 0 5)/22-(7)根据式(7)与YJM15-15锚具构造参数，计算得 出YJM15-15锚具锚圈口转角。=2.4。深中通道60 m箱梁底板束锚圈口转角对预应力损失影响研究 金志坚，陈善行，盛建军,鲁立涛37图图7锚圈口细节构造示意锚圈口细节构造示意Fi*+7 Anchorrin*details3.2锚端部转角的预应力损失计算锚圈口转角摩擦损失属于预应力钢束与管道壁 间摩擦引起的应力损失#1,可参照式(2)进行计算&将钢束在端部发生的2次转角20计入到钢束曲线 要素中，通过模拟钢束摩擦损失的方法计算端部转 角对预应力的影响&在锚圈口处，钢束长度非常小，可忽略不计。乂(0,而20角度较小&根据麦克劳林公式：e00=1-200 0(200)0(1-200(8)转角处钢束的摩阻损失为：#1=20 0#con(9)由于钢束在锚圈口处直接和锚杯以及喇叭口等 钢铁接触，式(9)中的管道壁摩擦系数可采用预埋 钢管值0.25,#con取BD2a、BD2b束锚下张拉控制应 力1 376 MPa。则L的转角对应的单根钢绞线预应 力损失为6.1 MPa(0.85 FN)&将0=2.4代入 式(9),可得YJM15-15锚锚圈口转角摩擦损失应力 为 29.3 MPa(4.1 FN),损失率为 2.1%&深中通道项目预制梁场YJM15-15锚具在使用 限位板为7.63 mm深度下测得锚圈口摩阻损失率 为4.8%&因锚圈口转角造成的损失率为2.1%，可 以估算在锚圈口理想状态下由夹片逆刻划预应力钢 束引起的摩阻损失率为2.7%(此值在限位板槽深 不变的前提下相对固定)&预应力系统安装时，由于波纹管与锚垫板连接处 密封不到位导致渗浆残留的混凝土未清理干净、波纹 管外伸过长(见图8、图9,01 0分别为由于锚圈口内 残留混凝土和外伸过长波纹管造成的锚圈口转角),会使喇叭口内径变小或钢绞线通过喇叭口内起弯点 延后，锚板尺寸固定不变，张拉时钢绞线经过锚板与 喇叭口转角会增大&结合式(9)可知，预应力损失与图图8锚圈口内残留混凝土锚圈口内残留混凝土Fig.8 Waste concrete in anchor ring图图9锚圈口内外伸过长波纹管锚圈口内外伸过长波纹管Fig+9 Protrudingcorrugatedductinanchorring锚圈口转角成正比，角度越大，预应力损失越大&4锚下有效预应力检测锚下有效预应力检测锚下有效预应力检测是最终评价张拉施工质量 的重要手段，根据检测结果可全面发现问题,并应立 即进行分析总结，提出合理化、有针对性的改进建 议，从而有效提升预应力施工质量&4.1锚下有效预应力检测方法锚下有效预应力检测采用反拉法，其基本原理 为：当千斤顶带动钢绞线与夹片沿轴线移动0.5 mm 时，夹片与锚具脱离，此时钢绞线在自身拉力以及千 斤顶工具夹片作用下受力平衡，据此测出单根和整 束锚下预应力&利用预应力张拉锚固自动控制综合 测试仪对预应力钢束进行检测张拉，但不会对已经 形成的锚下有效预应力产生影响&42 锚下有效预应力检测结果根据孔道摩阻试验得出的管道偏差系数、预 应力钢束与管道壁间的摩擦系数，与锚圈口摩阻试 验得出的锚圈口摩阻损失，按超张拉系数5%对 BD2a、BD2b孔束共30根钢绞线进行张拉&张拉完 38世界桥梁 2O23,51(S1)成后立即对其进行锚下有效预应力检测，并根据广 东省公路桥梁工程后张法预应力施工及检测技术指 南(粤交质2021-424号)要求进行评定&单根及 整束锚下有效预应力实测值与理论标准值%、狀竖赳7闰虧睡M(a)单根(b)整束图图10锚下有效预应力值偏差锚下有效预应力值偏差Fig+10 Deviationofefectiveprestresbeneathanchor由图10可知：BD2a、BD2b孔束有21根钢绞 线有效预应力实测值与理论标准值的偏差在士 8%范围内，合格率为70%，不满足不小于90%的规定*30 根钢绞线有效预应力实测值与理论标准值的 偏差为一10.4%1.2%，其中4根钢绞线的偏差超 过士9%范围；BD2a、BD2b束整束平均力实测值 分别为154.2 FN、155.2 FN,与理论标准值的偏差 分别为一6.0%、一5.4%,2束整束平均力偏差均超 过士 5%范围。综上所述，BD2a、BD2b孔束实测值与理论标准 值164 FN偏差过大，预应力损失偏大，锚下有效预 应力不足&对这2孔束进行退索处理(退索后的锚 板、夹片与钢绞线报废处理，不能重复使用)&退索 后对锚圈口情况进行排查，发现有锚圈口混凝土未 清理干净与波纹管外伸过长等情况，及时进行整改 处理，处理完按要求重新穿索、张拉&4.3考虑锚圈口转角理论值与实测值对比对锚检不满足要求的2孔束进行退索处理后，使 用量测工具对2孔束锚圈口转角进行量测，量测锚圈 口转角平均值0测为7.1,代入式(9)可得张拉2孔束 因锚圈口转角造成的损失率约为6.25%，即此次张拉 2孔束实际锚圈口摩阻损失率约为8.95%(6.25%+2.7%=8.95%)，远大于张拉时考虑的超张拉系数 5%&按2.2节理论锚下有效预应力标准值计算方 法，锚外张拉控制应力仍取1 445 MPa,求解得出当锚 圈口摩阻损失率为8.95%时,BD2a、BD2b束锚下有效 预应力理论标准值为157 FN&将不同转角造成的锚圈口摩阻损失理论值与实 测值进行对比，结果如表3所示&由表3可知:BD2a、BD2b束整束平均力实测值分别为154.2 FN、155.2 FN,与理论标准值157 FN偏差分别为 一1.8%、一 1.1%，实测值与考虑锚圈口转角为7.1 时理论标准值较为接近&为降低锚圈口摩阻损失，保证锚下有效预应力 满足要求，在张拉施工前需检查锚圈口状况，如发现 锚板与喇叭口处混凝土未清理干净或波纹管外伸过 长等情况，需及时清理整改，使张拉时钢绞线经过锚 板与喇叭口的转角接近设计角度要求或者不大于 4。，5-5结论结论针对深中通道首片60 m预制箱梁底板BD2a、BD2b束YJM15-15锚锚下有效预应力偏低且均匀 性较差的问题，通过理论锚下有效预应力计算、锚圈 口转角预应力损失计算与锚下有效预应力检测，分 析锚圈口转角大小对预应力损失的影响，得到如下 主要结论：(1)锚圈口摩阻损失与锚板和喇叭口处转角的 大小成正比，角度越大,摩阻损失越大&(2)BD2a、BD2b束整束平均力实测值分别为 154.2 FN、155.2 FN,与考虑锚圈口转角为设计2.4的 理论标准值164FN偏差分别为一6.0%、一5.4%&偏 表表3不同锚圈口转角大小理论值与实测值对比不同锚圈口转角大小理论值与实测值对比Table3 Comparison of diferent theoretical and measured rotation angles of anchor ring孔号锚下预 应力实测值/FN00=2.40 测=7.1锚圈口摩阻 损失率/%理论标准值/FN平均力实测与 标准值偏差/%锚圈口摩阻 损失率/%理论标准值/FN平均力实测与 标准值偏差/%BD2a154 24.816-6.08.95157一18BD2b155 24.816-5.48.95157-1.1深中通道60 m箱梁底板束锚圈口转角对预应力损失影响研究 金志坚，陈善行，盛建军,鲁立涛39差过大需进行退索处理后重新穿索、张拉，退索后实 测锚圈口转角平均值为7.1。考虑实测锚圈口转 角为7.1的理论标准值为157 kN,与整束平均力实 测值偏差分别为一1.8%、一1.1%，两者较为接近&(3)为降低锚圈口摩阻损失，保证锚下有效预 应力满足要求，在张拉施工前，需对锚板与喇叭口处 残留混凝土或外伸过长波纹管等情况及时清理整 改，使张拉时钢绞线经过锚板与喇叭口的转角接近 设计角度要求或者不大于4。深中通道60 m预制箱梁2021年1月首片梁开 始张拉，2022年10月155片梁全部张拉完成&通 过分析首片梁底板束锚圈口转角偏大等问题，在张 拉施工中对锚板与喇叭口处残留混凝土或外伸过长 波纹管进行处理，锚圈口转角满足控制要求&后续 其它60 m预制箱梁腹板、顶板、底板束与底板合龙 束锚下有效预应力整束平均力值均满足设计控制 要求&参考文献参考文献(References):1宋神友，陈伟乐.深中通道桥梁工程方案及主要创新技 术J.桥梁建设,2021,51(5):1-7.(SONG Shen-you#CHEN Wei-le3 Bridges ofShenzhen-Zhongshan Link and Main Innovations E J.Bridge Construction，2021，51(5)：1-7.in Chinese)王 旋.深中通道中山大桥总体设计桥梁建设，2019 49(1)：83-883(WANG Xuan3OveralDesignofZhongshanBridgein Shenzhen-Zhongshan Link J.Bridge Construction，2019#49(1)：83-883inChinese)邹威，宋神友，陈焕勇深中通道伶仃洋大桥超高混凝 土桥塔施工关键技术桥梁建设,2020,50(6)：97-1033(ZOU Wei#SONGShen-you#CHEN Huan-yong3Key Construction Techniques for Ultra-High Performance Concrete Pylon of Lingdingyang Bridge on Shenzhen-Zhongshan Link J.Bridge Construction,2020,50(6)：97-103 inChinese)徐秋红，李向阳.全智能控制液压钢模板在深中通道箱 梁预制中的应用世界桥梁2019,47(6):36-40.(XU Qiu-hong#LI Xiang-yang Application of Fuly Intelligent-Controlled Hydraulic Steel Formwork to Prefabrication of Box 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Testing Co3#Ltd3 BG-2021-YLJ-0119 Test Report on Prestressing Tendon Duct Friction Lossfor Contract S07 of Shenzhen-Zhongshan Link R-.Guangzhou,2021 inChinese),3-JTG 3362-2018,公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥 涵设计规范S-.(JTG 3362-2018,Specifications for Design of Highway Reinforced Concrete and Prestressed ConcreteBridges and CulvertsS-.)14-姚志安，范立朋，陆学村，等.基于锚下有效预应力检测 的预应力后张法施工质量控制中外公路，2020,40(4179-183(YAO Zhi-an,FAN Li-peng,LU Xue-cun,etal Quality Control of Post-Tensioning Prestress Construction Based on Efective Prestress Detection under Anchor,-.Sino-Foreign Highway,2020,40(4)：179-183.in Chinese),5-JT/T 329-2010,公路桥梁预应力钢绞线用锚具、夹具 和连接器S-.(JT/T 329-2010,Prestressing Strand Anchorage,Grip and Coupler for Highway BridgeS-.)Influence of Rotation Angle of Prestressing Tendons Anchor Ring in Bottom Slabs on Prestress Loss of 60 m-Long Box Girder of Shenzhen-Zhongshan LinkJ I N Zhi-jian12,CHEN Shan-xing3,SHENG J ian-jun12,LU Li-tao12(1.Shenzhen-Zhongshan Link Adruinistration Center,Zhongshan 528400,China*2.Guangdong Provincial Road Construction Co.,Ltd.,Guangzhou 510660,China*3.Guangdong Shengxiang Traffic Engineering TestingCo.Ltd.Guangzhou511400#China)Abstract：Inthe60=-longprestressedconcreteboxgirdersoftheShenzhen-ZhongshanLink#prestressing tendons as well as closure tendons are i=ple=ented in the webs,top and botto=slabs.Theefec6ivepres6ressbenea6h6heanchorYJM15-15of6heefec6ivepres6ressing6endons BD2a and BD2b in the starter botto=slab is low and with poor unifor=ity.To address this issue,thetheoreticalefectiveprestressandtheprestresslossconsideringtheanchorringrotationangle were calculated,the influence of the rotation angle on pretress loss was analyzed,and the theoretical value was co=pared with the=easured value,based on which the t rea t=en t s t o ensure t he effective pres t ress benea t h t he anchor were proposed.It is shown t ha t t he bigger t he ro t ation angle#he grea er heloss of hefricion of he anchorring#and he s=aler he efecive pres t ress.There is a big difference be t ween t he=easured and t heoretical values of the effective pres t resses of t he pres t ressing t endons BD2a and BD2b.Aft er t he pres t ressing t endons were pulled ou t,t he ro t a t i on angle of t he anchor ring was=easured,t oge t her with t he=easured averagero aionangleof heanchorring#heefec ive heore icalpres ressbenea h heanchor was calcula t ed t o be 157 kN,close t o t he=easured value.Before t ensioning,t he was t e concre t e on t he anchor pla t e and a t t he bell=ou t h of t he anchor as well as the pro t ruding corruga t ed due t s required o be i=ely cleaned up and rea ed#o=ake sure ha he ro aion angle of he pres ressing endonspass hrough heanchorpla eand hebel=ou happroxi=a es hedesign values or less t han 4.Key words：sea-crossing bridge*prefabrica ed box girder*pres ressing endon*efecive pres ress*pres ress ensioning*anchorringro aionangle*fricionloss*pres ressloss（编辑：赵兴雅）