陳俊，蔣恩浩，劉艷芝，龍士國，楊才千，許福，張白

(1.湘潭大學 土木工程與力學學院，湖南 湘潭 411105；2.湖南大學 土木工程學院，長沙 410082)

錨栓連接件是預埋入混凝土或后置于已硬化混凝土中的鋼元件，用來將作用荷載傳遞到混凝土中[1]。一般錨栓要求底部設(shè)計錨板、端頭或彎鉤[1-3]，且錨固深度應大于錨栓直徑的25倍[2-3]。相關(guān)學者也進行了研究，Takiguchi等[4]試驗研究表明，混凝土的開裂程度直接影響端頭錨栓受拉承載力，減少錨栓周圍混凝土開裂可以提高其錨固性能。Sonoda[5]、Hariyadi等[6]采用試驗研究和模擬分析的方法研究了錨栓的受拉破壞模式。Saleem等[7]對受沖擊荷載作用的端頭錨栓進行拉拔試驗研究及理論分析，并通過試驗結(jié)果驗證了其文中提出的理論分析模型的適用性。Delhomme等[8-9]研究表明，端板錨栓較直錨栓具有更大的錨固承載力，而直錨栓能夠體現(xiàn)其與混凝土的黏結(jié)性能。Wang等[10]對大直徑錨栓進行拉拔試驗，建議采用開螺紋槽的錨栓。Obata等[11]研究了錨栓在較小邊距情況下的受拉破壞機理，采用線性斷裂力學理論方法分析混凝土的錐體破壞強度，其計算結(jié)果遠小于規(guī)范中的計算值。Werner等[12]提出單根錨栓理想混凝土錐體破壞承載力計算方法(CCD法)。ACI318[1]和ACI349[13]中都給出了有關(guān)錨栓設(shè)計的方法。

錨栓連接件是將上部結(jié)構(gòu)的受力傳遞給混凝土基礎(chǔ)，其連接的可靠性是決定建筑安全的主要因素[3]。然而，中國現(xiàn)有規(guī)范與標準對此沒有統(tǒng)一的設(shè)計規(guī)定，門式剛架輕型房屋鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[14]要求錨栓的錨固長度應符合建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范[15]中錨桿的設(shè)計方法，而建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范[15]又指出，錨桿的錨固長度設(shè)計應滿足混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范[16]中鋼筋錨固長度的要求。同時，高層民用建筑鋼結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程[2]要求錨栓底部設(shè)計錨板、端頭或彎鉤，未能體現(xiàn)錨栓的黏結(jié)作用[8-9]，且混凝土保護層厚度較小時，側(cè)面易發(fā)生崩裂破壞[1]。為此，本文針對全螺紋高強錨栓的黏結(jié)錨固性能進行了拉拔試驗研究，為中國相關(guān)錨栓設(shè)計的規(guī)范、標準修訂和工程應用提供參考。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計及制作

試驗選用8.8級全螺紋高強螺桿為基材(圖1)。試驗設(shè)計24組，共計48個試件，分別置于2個混凝土基礎(chǔ)上，主要參數(shù)見表1。

表1 試件主要參數(shù)Table 1 Main parameters of specimens

注：試件z-163010和w-1610中z指直錨栓，w指端頭(同規(guī)格螺母)錨栓，16指錨固錨栓d為16 mm，30指直錨栓c為30 mm，10指錨栓la為10d；d為錨栓直徑；c為混凝土保護層厚度；la為錨栓錨固長度；“∞”為混凝土保護層c相比錨栓直徑很大，不考慮c影響；Fu為高強錨栓材性試驗值；F指錨栓極限受拉荷載。

圖1 全螺紋高強錨栓Fig.1 Full-thread high strength anchor

首先，對混凝土基礎(chǔ)配置的鋼筋進行綁扎(圖2)和固定，預埋高強錨栓，然后，澆筑混凝土并進行養(yǎng)護(圖3)?；炷翉姸鹊燃墳镃40，水泥采用強度等級為42.5 MPa的普通硅酸鹽水泥，砂為中砂，粗骨料為碎石。在澆筑混凝土時，分別留置2組標準試塊，進行同條件養(yǎng)護。

圖2 試件配筋、尺寸說明(單位：mm)Fig.2 Reinforcement arrangement and the size of

圖3 試件制作完成Fig.3 General view of the testing

1.2 材性實測

根據(jù)留置的標準試塊，測得28 d混凝土立方體抗壓強度平均值為44.55 MPa。

1.3 加載方案及測點布置

試驗加載采用電動液壓穿心千斤頂連續(xù)加載，在拉拔荷載達到高強錨栓預估極限承載力75%前，以10～15 kN/min勻速加載，之后，以5 kN/min緩慢加載，荷載采用500 kN穿心荷載傳感器進行采集，試驗的位移值取兩側(cè)位移計的平均值(如圖4)。

圖4 試驗裝置示意

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 試驗現(xiàn)象和破壞模式

根據(jù)美國規(guī)范ACI-318給出的受拉錨栓破壞模式，試驗錨栓破壞模式主要有錨栓拉斷(a)、錨栓滑移被拔出(b)、混凝土錐體破壞(c)、混合破壞(d)、和混凝土劈裂破壞(e)等，如圖5所示。

圖5 錨栓破壞模式Fig.5 Failure modes of a bonded

試驗中，各試件破壞模式主要有錨栓拉斷、錨栓滑移被拔出、混凝土錐體破壞、混合破壞和劈裂破壞(見圖6)。

圖6 典型試件試驗現(xiàn)象Fig.6 Failure modes of the typical testing

2.2 錨栓類型對混凝土與錨栓錨固性能的影響

2.2.2 高強錨栓直徑的影響 單根受拉黏結(jié)型錨栓的平均黏結(jié)強度(拔斷試件為黏結(jié)應力)，可以按式(1)計算。

τo=F/πdla

(1)

式中：τo為平均黏結(jié)強度，MPa；F為高強錨栓的極限拉拔荷載，kN；d為高強錨栓直徑，mm；la為有效錨固長度，mm。

直高強錨栓與混凝土發(fā)生黏結(jié)滑移破壞的黏結(jié)性能見表2。

表2 不同直徑下各試件的黏結(jié)性能Table 2 Bond property of the specimens with different bolt diameters

由表2可知，當la=7d時，試件極限拉拔荷載隨高強錨栓d增大而增大，而τo隨d增加而下降，z-2007組和z-2407組的τo較z-1607組分別下降12.01%和21.75%。這是因為，隨著高強錨栓d增加，增大了與混凝土接觸面積，從而增強了高強錨栓的錨固強度，提高了試件極限拉拔荷載；但其相對黏結(jié)面積減小，導致平均黏結(jié)力降低。

2.2.3 高強錨栓錨固長度的影響 從表2中高強錨栓直徑d為24mm的黏結(jié)性能可知，在la由7d增加到10d時，極限拉拔荷載隨la增加而增大，τo則隨la增加略有下降，因為隨著la增加，高強錨栓與混凝土接觸面積增大，極限拉拔荷載增加，而黏結(jié)力在la上分布不均，導致平均τo降低。

各試件極限拉拔荷載(表1)在不同錨固長度下la分布情況見圖8。由圖8(a)可知，直高強錨栓的F/Fu隨著la的增加而增大(7d到10d)，在la>10d后，基本不再增加，并趨于定值。由圖8(b)可知，當端頭高強錨栓la=5d時，F(xiàn)/Fu為0.96，當la=7d時，F(xiàn)/Fu為0.98，隨著la的增加，F(xiàn)/Fu有所增加，當la增到10d時，F(xiàn)/Fu不再增加。由表1、圖7和圖8可知，端頭高強錨栓所需的有效錨固長度均較直高強錨栓的小。

端頭高強錨栓極限拉拔荷載試驗值與ACI-318[1]、CCD[12]和ACI-349[13]中關(guān)于受拉錨栓在不同混凝土等級中混凝土的抗崩裂強度預測值的比較見圖9。

(2)

(3)

(4)

式中：Nb為錨栓受拉時混凝土錐體破壞承載力，kN；f′為混凝土軸心抗壓強度標準值，N/mm；hef為有效錨固深度(同本文la)，mm；du為端頭直徑，mm。

圖8 不同錨固長度下極限拉拔荷載分布Fig.8 Development of ultimate load anchorage length

圖9 試驗值與相關(guān)設(shè)計預測值對比Fig.9 Compared of ultimate tensile forces between tested

圖10 Fs曲線Fig.10 Tension-displacement

從圖9可知，隨著混凝土強度等級的增加，受拉錨栓的混凝土抗崩裂強度也隨之增加。根據(jù)試驗結(jié)果對比可知，當錨固長度la=10d時，試驗值均小于3種預測值，滿足錨栓受拉時混凝土不發(fā)生崩裂破壞要求。因此，端頭高強錨栓設(shè)計可借鑒ACI-349中相關(guān)設(shè)計方法，中國規(guī)范[2,14]中要求錨栓la>25d,過于保守。

2.3 混凝土保護層厚度對混凝土與高強錨栓錨固性能的影響分析

從試驗結(jié)果可知，考慮混凝土保護層的高強錨栓試件均發(fā)生混凝土劈裂滑移破壞，側(cè)面混凝土開裂程度有所不同，錨固長度為7d的試件組較錨固長度為10d的試件組嚴重，這是因為，混凝土基礎(chǔ)的配筋有效約束錨栓周圍混凝土，減緩其裂縫的開展。

2.3.1 極限拉拔荷載 圖11為c=30 mm試件和c=∞試件各極限拉拔荷載(表1)在不同錨固長度la下的分布情況。由圖11知，c=30 mm試件的極限拉拔荷載隨la增加而增加，其增加速度較c=∞試件的快。在la=10d時，其極限拉拔荷載與c=∞試件的極限拉拔荷載兩者的平均值已基本接近。表明增加c能夠大幅度提高高強錨栓的極限拉拔荷載(la≤10d)，隨著la增加(la>10d)，其對其極限拉拔荷載的影響程度減弱。

2.3.2 黏結(jié)性能 按式(1)計算出各試件在不同錨固長度la下的黏結(jié)強度(黏結(jié)應力)τo見表3。

由表3可見，當la=7d時，c=∞試件的τo均高于c=30 mm試件，直徑為16、20、24 mm的高強錨栓分別提高了52.77%、32.84%和35.15%。當la=10d時，兩者τo增減幅度不明顯，說明增加la可以提高試件錨固性能，減少c對其錨固性能的影響。

c=30 mm試件τo隨著la增加而增加，當la從7d增加到10d時，直徑為16、20、24 mm的高強錨栓的τo分別提高了7.6%、8.99%和23.97%。這是因為，錨固長度較短(la=7d)時，試件周圍混凝土開裂較早，混凝土的抗拉強度未充分利用，導致其黏結(jié)強度較低，同時，隨著錨固長度la增加，基礎(chǔ)混凝土的配筋增強了其抗裂能力，提高了高強錨栓的錨固承載力。

圖11 不同錨固長度下極限拉拔荷載分布Fig.11 Development of ultimate load anchorage length

試件編號d/mmc/mmla/dla/mmτo/MPaz-16300716300711212.64z-160716∞0711219.31z-16301016301016013.60z-161016∞1016013.77z-20300720300714012.79z-200720∞0714016.99z-20301020301020013.94z-201020∞1020015.20z-24300724300716811.18z-240724∞0716815.11z-24301024301024013.86z-241024∞1024013.36

圖12為單位錨固長度上黏結(jié)應力系數(shù)β與高強錨栓相對錨固長度la的關(guān)系曲線，其中，單位錨固長度的黏結(jié)應力系數(shù)β可按式(5)計算。

β=τo/(la/d)

(5)

分析圖12可知，c=∞試件和c=30 mm試件的β值均隨la增加而下降，且在la≤10d以內(nèi)，c=∞試件的β值均大于c=30 mm試件，隨著la的增加，其影響減小。這是因為c較小，混凝土對試件握裹能力較差，易開裂。因此，增加c厚度，提高混凝土對高強錨栓環(huán)向約束作用，降低試件內(nèi)部混凝土裂縫的開展，提高其黏結(jié)錨固性能。

圖12 單位錨固長度的黏結(jié)應力系數(shù)β與la/d關(guān)系曲線Fig.12 Relationship between bonding stress coefficient β in unit length and anchorage length

由表1、圖11、圖12可知，直高強錨栓的黏結(jié)力主要集中分布在la=10d以內(nèi)，中國規(guī)范、標準[14-16]中要求錨栓錨固長度應滿足鋼筋錨固長度的設(shè)計要求過于保守。在滿足設(shè)計錨固長度條件下，在配筋的混凝土基礎(chǔ)中，直高強錨栓在混凝土c=30 mm左右時，既能滿足錨栓與混凝土間可靠黏結(jié)錨固，又可以避免側(cè)面混凝土發(fā)生爆裂破壞。

2.3.3 ACI-318中關(guān)于受拉錨栓邊緣距離的設(shè)計方法 圖13為不同直高強錨栓直徑試件的極限拉拔荷載試驗值與ACI-318[1]中關(guān)于受拉錨栓在不同混凝土邊緣距離中混凝土的抗崩裂強度預測值的比較。

(6)

圖13 試驗值與相關(guān)設(shè)計預測值對比Fig.13 Compared of ultimate tensile forces between tested results and predicated

從圖13看出，隨著混凝土保護層厚度的增加，受拉錨栓的混凝土抗崩裂強度也隨之增加。c=30 mm試件中，高強錨栓直徑為16 mm時，其極限拉拔荷載低于設(shè)計預算值，但已基本達到預測值；高強錨栓直徑為20、24 mm時，其極限拉拔荷載均高于設(shè)計預算值，c=∞(大于150 mm)試件中，其極限拉拔荷載均低于預測值。

2.4 混凝土與高強錨栓黏結(jié)性能的能量分析

高強錨栓在受拉時與混凝土發(fā)生黏結(jié)破壞是一種能量耗散轉(zhuǎn)化的過程，在發(fā)生黏結(jié)破壞過程中，伴隨著能量消耗，在達到極限拉拔荷載破壞時，界面內(nèi)的能量消耗可按式(7)計算。

(7)

式中：S為錨栓的滑移值；D為破壞時錨栓界面單位面積的能量消耗。

圖14 不同直徑d下各試件耗能情況Fig.14 Energy dissipation of the specimen with different

按式(7)計算出各試件在不同錨固長度la和混凝土保護層c下的能量耗散分布情況如圖14所示。由圖14知，高強錨栓直徑為16 mm時，c=30 mm試件耗能能力均低于c=∞試件；直徑為20 mm和24 mm的試件，在相同la時，c=∞試件耗能能力均高于c=30 mm試件，是因為c較小時，混凝土開裂較早，繼續(xù)承擔的拉拔荷載少。直徑為16 mm，c=∞，且la=7d試件D值大于c=30 mm，且la=10d試件，這是因為c=∞，且la=7d試件發(fā)生黏結(jié)界面滑移，在滑移破壞時混凝土未開裂破壞，能夠吸收較多的能量；其他試件D值均隨la的增加而增加。

3 結(jié)論

1)端頭高強錨栓試件均發(fā)生拉斷破壞，較直高強錨栓，端頭高強錨栓可有效減小其所需的錨固長度。在配筋的混凝土基礎(chǔ)中，直高強錨栓可滿足混凝土保護層厚度c=30 mm左右時的錨栓設(shè)計需求。

2)直高強錨栓的黏結(jié)力主要集中分布在錨固長度la=10d以內(nèi)，在發(fā)生黏結(jié)破壞時，伴隨著能量耗散轉(zhuǎn)化，增加混凝土保護層厚度c和錨固長度la均能提高高強錨栓的錨固性能和能量消耗能力。

3)根據(jù)試驗結(jié)果，驗證了中國現(xiàn)有規(guī)范、標準中有關(guān)錨栓的錨固長度設(shè)計過于保守。建議對高強錨栓的錨固設(shè)計方法可借鑒ACI中關(guān)于錨栓的設(shè)計規(guī)定。