徐 錸， 陳 前， 安增軍， 王 波， 崔鳴誠， 張大長

(1. 國網(wǎng)江蘇省電力公司經(jīng)濟技術研究院， 江蘇 南京 210008； 2. 南京工業(yè)大學 土木工程學院， 江蘇 南京 211816)

地腳螺栓，也稱錨栓，是一種重要的工程緊固構件，通常用于工程構件與混凝土基礎的連接。目前，對地腳螺栓抗拔承載力的計算，國內(nèi)外設計規(guī)范都有了比較詳細的規(guī)定，但是不夠全面。我國鋼結構設計規(guī)范[1]和設計手冊[2,3]認為錨栓的極限承載力為錨栓能夠達到的抗拉極限承載力。我國電力行業(yè)標準《輸電桿塔用地腳螺栓與螺母》[4]采取同樣的規(guī)定，并規(guī)定了地腳螺栓的不同型式及其需要滿足的錨固長度。但這些規(guī)定都過于籠統(tǒng)，缺少對地腳螺栓實際使用時錨固機理、受力狀態(tài)、破壞形式的介紹。ACI 318-14[5]美國混凝土結構設計規(guī)范對地腳螺栓在上拔過程中的破壞情況、影響參數(shù)和承載力計算做了較為詳細的介紹和規(guī)定，但是沒有涉及地腳螺栓與混凝土粘結作用對承載力的影響，也缺少粘結破壞承載力的有關介紹。

童根樹、吳光美[6，7]對國內(nèi)外鋼柱腳錨栓設計方法進行了回顧和比較，對單個地腳螺栓的破壞模式和承載力進行了總結，提出了單個地腳螺栓的設計準則。肖奇珍[8]系統(tǒng)地總結了預埋錨栓式輕鋼結構柱腳的設計方法，并針對各種柱腳可能發(fā)生的破壞形式提出錨栓的設計和計算方法。陳勇軍[9]、陳延[10]等對地腳螺栓承載力計算方法也都有相關的論述。但這些論述主要是基于相關計算理論和計算假定，缺少具體試驗的支撐。劉沈如等[11]開展了M20和M30地腳螺栓抗拔試驗，探究地腳螺栓在上拔荷載作用下的試驗現(xiàn)象和地腳螺栓的受力狀態(tài)參數(shù)，但缺少對地腳螺栓錨固機理的研究，缺少和有關設計計算方法的對比。蔣鐵柱[12]、周軍[13]等均開展了單個錨栓和群錨的抗拔承載力試驗，但都更多關注于螺栓的破壞現(xiàn)象和試驗承載力，缺少對螺栓機械錨固作用機理和有關設計理論的分析和比較。

針對目前地腳螺栓抗拔承載力的有關設計規(guī)范和相關研究不夠具體全面，缺少對地腳螺栓機械錨固機理的研究。本文將開展不同深度下單個光圓地腳螺栓和90°L型、180°J型機械錨固地腳螺栓的錨固承載力試驗研究，重點探究機械錨固對地腳螺栓抗拔承載力的提高作用，并將試驗承載力和理論設計值進行對比，為進一步完善地腳螺栓抗拔承載力計算理論和設計方法提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件制作

試驗采用足尺試件, 共9組，每組3個相同類型和相同錨固長度的錨栓構件，混凝土強度等級為C40，錨栓公稱直徑為M36，材質(zhì)為Q345鋼。光圓型、90°L型和180°J型地腳螺栓分別設置三種錨固長度。在地腳螺栓表面錨固長度的1/2處、地腳螺栓根部以及與混凝土表面接觸處粘貼4到6個對稱的應變片，用于測量地腳螺栓螺桿上不同位置在上拔力作用下的應變發(fā)展。采用位移傳感器測量地腳螺栓桿頂部的上拔位移。所用地腳螺栓及試件澆筑樣式見圖1和表1。

圖1 試驗用地腳螺栓及應變片測點布置

螺栓型式錨固長度/mm應變片數(shù)量光圓地腳螺栓180(5d)2360(10d)4540(15d)490°L型地腳螺栓180(5d)6360(10d)6540(15d)6180°J型地腳螺栓180(5d)6360(10d)6540(15d)6

注：d為螺桿直徑

1.2 加載及測試方法

試驗利用電動液壓千斤頂和反力架進行加載，加載裝置如圖2所示，反力架下口開口尺寸由地腳螺栓的錨固長度決定。電動液壓千斤頂布置于反力架頂部，反力架拉桿上部用螺帽固定，加載液壓千斤頂，對錨栓施加豎向上拔力。

圖2 試驗加載裝置

加載前先對液壓千斤頂進行標定。每次試驗前，先預加荷載以消除構件間隙等因素所引起的誤差，并讓錨栓進入正常工作狀態(tài)。采用力控制方法控制加載速度，先按6.45 kN 逐級遞增進行分級加載，當混凝土表面與錨栓接觸處出現(xiàn)微小裂縫時，按3.23 kN逐級遞增繼續(xù)加載，直至混凝土明顯開裂或錨栓被明顯拔出。加載大小可由力傳感器直接讀取，采集系統(tǒng)會自動記錄各級荷載作用下螺栓表面應變和上拔位移。

2 試驗現(xiàn)象及結果

2.1 試驗現(xiàn)象

不同錨固長度的光圓地腳螺栓在上拔荷載作用下均發(fā)生了粘結破壞。當荷載加至一定值時，混凝土與地腳螺栓接觸面出現(xiàn)微小裂縫；繼續(xù)加載，裂縫進一步擴展，當加載至最大承載力時，螺栓被明顯拔出，周圍混凝土表面出現(xiàn)剝離現(xiàn)象，此時螺桿與混凝土間的粘結強度急劇減小，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯的下降段。如圖3所示。

圖3 粘結破壞

錨固長度ld=5d時，90°L型和180°J型地腳螺栓的抗拔錨固試驗均發(fā)生圓錐形混凝土拉裂破壞。逐級施加上拔荷載，當上拔荷載加至一定時，J型地腳螺栓根部附近混凝土出現(xiàn)細微裂縫，伴隨輕微拔出現(xiàn)象；繼續(xù)增大上拔荷載，混凝土突然開裂且裂縫迅速向邊緣擴展。最終，當加載至極限荷載時，地腳螺栓的錨固混凝土被完全拉裂，混凝土表面有明顯錐形破壞面，破壞面邊緣距螺栓中心約0.9ld～1.2ld，此時，荷載-位移曲線出現(xiàn)明顯的拐點，然后急劇下降，如圖4所示。根據(jù)試驗現(xiàn)象判斷，混凝土崩裂往往是由于錨栓機械錨頭附近的局部壓應力較大引起的，應力破壞角約為45°，如圖5所示。

圖4 圓錐形混凝土破壞

圖5 圓錐形混凝土錐形破壞面

錨固長度ld=10d時，90°L型和180°J型地腳螺栓在上拔荷載作用下均發(fā)生了地腳螺栓受拉屈服。當荷載加至螺栓桿屈服荷載時，螺栓會發(fā)生明顯的塑性變形，此時荷載不再增加，位移會急劇增加，荷載-位移曲線會出現(xiàn)明顯的屈服平臺，如圖6所示。

圖6 地腳螺栓屈服破

錨固長度ld=15d時，90°L型和180°J型地腳螺栓在上拔荷載作用下均發(fā)生了地腳螺栓拉斷破壞。當荷載加至螺栓屈服荷載時，螺栓會發(fā)生明顯的塑性變形，繼續(xù)加載，螺栓達到抗拉承載力極限，如圖7所示。試驗后敲碎混凝土，可觀察到90°L型地腳螺栓的彎頭在試驗中明顯被拉變形，如圖8所示。

圖7 地腳螺栓拉斷破壞

圖8 90°L型地腳螺栓彎頭變形對比

2.2 地腳螺栓荷載-位移特性

試驗得到的光圓地腳螺栓、90°L型和180°J型地腳螺栓的荷載-位移曲線如圖9～11所示。錨栓上拔位移隨著荷載增大逐漸增大；當荷載達到最大承載力時，荷載減小而地腳螺栓位移繼續(xù)增大直至構件失效破壞，這是由于當混凝土發(fā)生粘結破壞或崩裂時，混凝土的強度急劇減小并迅速在外部荷載下發(fā)生破壞。相同錨固型式的地腳螺栓錨固長度越大，最大承載力越大。

圖9 光圓地腳螺栓荷載-位移曲線

圖10 90°L型地腳螺栓荷載-位移曲線

圖11 180°J型地腳螺栓荷載-位移曲線

2.3 地腳螺栓荷載-應變分布及發(fā)展

試驗得到地腳螺栓不同錨固長度部位的荷載-應變分布及發(fā)展如圖12～14所示。由于混凝土與螺桿間的粘結作用，地腳螺栓在上拔荷載下螺栓桿表面應變分布不均勻，在混凝土表面處錨栓應變最大，發(fā)展較快；隨錨固深度增加，應變逐漸減小，發(fā)展變慢。上拔荷載較小時，錨栓荷載-應變呈線性關系，錨栓處于彈性工作狀態(tài)；隨著外荷載增加，荷載-應變呈現(xiàn)非線性特征。錨固長度ld=10d，15d的90°L型和180°J型地腳螺栓在與混凝土表面接觸處螺栓均已受拉屈服。

圖12 光圓地腳螺栓應力-應變曲線

圖13 90°L型地腳螺栓應力-應變曲線

圖14 180°J型地腳螺栓應力-應變曲線

2.4 試驗結果

根據(jù)試驗情況及采集到的數(shù)據(jù)，表2給出了不同錨固型式和錨固長度的地腳螺栓抗拔承載力試驗現(xiàn)象、最大承載力平均值、最大拔出位移及破壞形式等試驗結果。

表2 地腳螺栓試驗結果

注：1.表中帶“*”為按ACI 318-14美國混凝土結構設計規(guī)范的計算值；

2.表中偏差為(試驗破壞荷載Tu0-計算破壞荷載Tu)/試驗破壞荷載Tu0

3 地腳螺栓錨固承載力分析

3.1 地腳螺栓抗拔承載力的計算方法

根據(jù)文獻[6，7]和ACI 318-14美國混凝土結構設計規(guī)范的相關規(guī)定，單個地腳螺栓的抗拔承載力可以按三種破壞模式來計算：

地腳螺栓達到抗拉承載力極限、螺桿拉斷：

Tu1=fyAe

(1)

式中：Ae為錨栓的有效抗拉面積；fy為錨栓的屈服強度。

基礎混凝土與螺桿的粘結破壞：

Tu2=πl(wèi)ddft

(2)

式中：d為螺桿直徑；ld為錨固長度；ft為混凝土抗拉強度。

圓錐形混凝土達到抗拉承載力極限時，童根樹[6]給出了如下建議：拉應力沿混凝土破壞錐體面的分布是變化的，在埋設的最低端最大，在混凝土表面為0，取破壞面上混凝土平均抗拉應力的2/3，并視整個破壞面應力相同(這個假設得到試驗證實)。采用的是水平投影面進行計算：

Tu3=0.66ftπ(ld+d0/2)ld

(3)

式中：d0為錨栓釘頭的直徑。

ACI 318-14美國混凝土結構設計規(guī)范則對混凝土拉裂破壞承載力計算做出了如下規(guī)定：

(4)

3.2 地腳螺栓錨固承載力對比分析

結合表2進行綜合分析：

光圓型地腳螺栓的錨固試驗承載力與按式(2)計算的理論承載力的比值隨著錨固長度增大而不斷減小，這是因為光圓型地腳螺栓的試驗承載力隨錨固長度增大而增大，但錨固長度越大增速越緩。而理論計算承載力隨錨固長度增大呈線性增長，與試驗值的差距隨錨固長度增大而不斷減小。因此建議在錨固長度較大時，對光圓型地腳螺栓的理論計算值予以一定折減，以保證一定的安全冗余度。

不同錨固長度的90°L型和180°J型地腳螺栓的試驗承載力與按式(3)計算的理論值進行對比，當錨固長度為180 mm時，基礎混凝土發(fā)生了圓錐形混凝土拉裂破壞，與按式(4)美國ACI 318-14計算的混凝土拉裂破壞承載力基本相同，試驗承載力值約為理論計算值的2倍。這是因為當發(fā)生混凝土崩裂破壞時，螺栓與混凝土間已發(fā)生粘結破壞，而現(xiàn)有計算規(guī)范忽視了螺栓與混凝土間的粘結破壞承載力，因此顯得過于保守，需要對地腳螺栓抗混凝土崩裂承載力的計算方法作進一步的優(yōu)化。

當90°L型和180°J型地腳螺栓錨固長度為360 mm時，按式(3)計算的混凝土拉裂破壞承載力和由式(1)計算的地腳螺栓抗拉屈服承載力較為接近，理論上此時地腳螺栓應該發(fā)生螺桿屈服破壞，荷載繼續(xù)增加，會發(fā)生圓錐形混凝土拉裂破壞。但由于澆筑的商品混凝土實測標準抗壓強度比設計標號要高，因此最終構件發(fā)生了螺栓拉斷破壞。試驗承載力也比理論計算值要大。

當90°L型和180°J型地腳螺栓錨固長度為540 mm時，按式(3)計算的混凝土拉裂破壞承載力比由式(1)計算的地腳螺栓抗拉承載力大，因此構件發(fā)生了螺栓拉斷破壞。由于螺桿鋼材的強度分項系數(shù)，試驗承載力要比理論承載力大一些。

4 結 論

基于上述試驗研究和理論分析，可以得到如下幾條結論：

(1) 錨固長度相同時，不同機械錨固型式的地腳螺栓抗拔承載力差異不大，但采取機械錨固措施的90°L型及180°J型地腳螺栓的試驗承載力約為光圓型地腳螺栓的4～6倍，且機械錨固貢獻率隨其錨固長度的增加而減小。

(2)地腳螺栓的機械錨固型式相同時，錨固長度越小，地腳螺栓越易發(fā)生混凝土錐形破壞，抗拔承載力主要由混凝土抗崩裂承載力控制；錨固長度越大，地腳螺栓的混凝土抗崩裂承載力越大，但隨著錨固長度增大，抗拔承載力由主要受混凝土抗崩裂承載力控制變?yōu)槭苈輻U的抗拉承載力控制。此時，地腳螺栓的抗拔承載力基本不變。

(3)當錨固長度較大時，90°L型地腳螺栓錨頭受拉時容易發(fā)生變形，因此為保證工程安全需對承載力計算值予以一定折減。