拉拔荷載下膨脹錨栓連接件研究

李福海，唐慧琪，文濤，李繼蕓，高浩，陳昭

（1.西南交通大學 土木工程學院土木工程材料研究所，四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院抗震工程技術四川省重點實驗室，四川 成都 610031）

0 引言

隨著我國基礎建設的大力發展，出現了多種新穎的鋼混組合結構以及幕墻等懸掛裝置，各種類型的錨栓連接件得到了廣泛應用。錨栓可以用作鋼混組合結構之間或其他混凝土結構中附件與結構件之間的連接件，被廣泛應用在各領域中，其中包括：橋梁、隧道、房屋建筑等基礎設施關鍵部位的固定；吊頂、幕墻、管道、護欄等設備的固定；機械設備零部件的固定［1-2］。

錨栓在結構中可以受拉力、剪力單獨作用或拉力與剪力共同作用，另外，剪力還可能對錨栓產生力矩作用［3］。其中，受拉是錨栓在實際工程中常見的受力方式。國內外一些學者針對不同類型的錨栓連接件進行了抗拔試驗探究，其中包括對錨栓連接件破壞形式的探究。Karmokar等［4］研究表明在拉拔荷載作用下，錨栓連接件主要呈現混凝土掀起的脆性破壞和錨栓拉斷的延性破壞等破壞模態。聶建國等［5］對3種不同尺寸的抗拔不抗剪連接件進行拉拔，結果呈現出混凝土沖切破壞和連接件腹板拉斷2種破壞形態。Pallarés等［6］為避免帶頭錨栓連接件出現混凝土脆性破壞，提出了相應標準確保組合結構中帶頭錨栓在拉力、拉剪力組合下發生延性破壞。另外，一些學者在此基礎上探究了不同因素對錨栓連接件破壞形式的影響。Pallares等［7］對222個試件的抗拔結果進行分析，認為栓釘的埋深h與其直徑d之比是影響破壞模式的主要因素之一。Rasoul等［8］研究發現現澆地腳螺栓錨固能力和延展性隨構件厚度的增加有所提升，而錨固剛度則略有下降。賈然［9］對12個試件進行單調及重復荷載拉拔，發現栓釘深徑比h/d≤6.8時發生混凝土破壞，當h/d≥7.2時發生栓釘斷裂破壞。Xie等［10］研究表明高強混凝土及低溫環境能夠提高錨栓連接件的抗拉極限承載力。一些學者對錨栓連接件各種破壞形式下的極限抗拉承載力進行了預測分析。Werner等［11］提出一種用于后安裝鋼錨或現澆帶頭螺栓的模型，稱為混凝土承載力設計（CCD）方法，能夠精準預測錨栓連接件拉拔荷載下混凝土破壞極限承載力。鄭從立等［12］通過對國內外29個試驗結果進行分析，考慮多栓釘疊加效應，提出群釘極限抗拉承載力預測模型。Bokor等［13］研究不同幾何分布的群釘載荷位移行為，為受拉錨栓組椎體破壞模式提出一種新的分析模型。

錨栓在結構中起重要的連接及錨固作用，須通過合理的承載力設計以保證錨栓及所連接結構的使用性能、荷載要求及安全性。錨栓承載力設計需根據錨栓連接件受拉時不同破壞模式對應的極限抗拉承載力預測值［14-15］。在此針對膨脹錨栓，綜述膨脹錨栓連接件各種破壞模式下抗拉行為機理及不同極限荷載的理論推導及預測模型，以期對后續實際工程中該類錨栓設計及施工提供幫助，并為我國錨栓研究提供參考。

1 錨栓類型

錨栓按施工工藝可分為現澆錨栓和后錨固錨栓兩大類［16］（見圖1）?，F澆錨栓需在混凝土澆筑前預先固定在模板內，后錨固錨栓是對已硬化的混凝土預打孔再安裝的錨栓［1］。由于后錨固錨栓在施工方面具有方便性和可調性，甚至易拆除性（如：自攻錨栓），并適合用于施工中不易提前布位的情況，其在混凝土結構工程中得到了越來越多的應用。

圖1 錨栓主要類別

后錨固錨栓可分為粘結錨栓與機械錨栓。安裝粘結錨栓需通過在混凝土基材鉆孔內填入粘結劑再植入螺紋螺桿，而粘結劑在螺桿與基材之間提供粘合力以阻止粘結錨栓被外力拔出。根據粘結劑種類分為化學錨栓和灌漿錨栓。機械錨栓是通過錨栓與基材之間的機械聯鎖和摩擦力以抵抗外部荷載。根據不同的錨固工作原理，機械錨栓主要分為膨脹、擴底錨栓和自攻錨栓［15］。

膨脹錨栓便于安裝、錨固能力較強，在各類錨栓中應用最廣泛。膨脹錨栓是利用外部施加的扭矩荷載使膨脹件擠壓錨孔孔壁形成錨固作用的一種錨栓［3］（見圖2）。膨脹錨栓共由5部分組成，包括全牙絲金屬桿、金屬膨脹套、錐形膨脹頭、平墊片、六角螺母。

圖2 膨脹錨栓示意圖

2 拉拔荷載下膨脹錨栓連接件破壞模式及受力機理

2.1 破壞模式

膨脹錨栓連接件在拉拔荷載作用下有4種典型破壞模式：（1）鋼材破壞；（2）椎體破壞；（3）拔出破壞；（4）穿出破壞。其中，拔出破壞為膨脹錨栓連接件獨有的破壞模式，此時金屬膨脹套保留在混凝土中，而桿件通過金屬膨脹套拉出。膨脹錨栓破壞模式與錨固深度關系見圖3。

圖3 膨脹錨栓破壞模式與錨固深度關系

錨栓有效埋深hef（見圖2）是決定錨栓行為的重要參數，對于膨脹錨栓而言，其值小于或等于膨脹錨栓對應的標稱埋深hnom。膨脹錨栓受拉力作用時，其破壞模式和極限抗拉荷載Nu均隨hef值變化而變化。當hef值較小時，主要為椎體破壞。隨hef值增大，破壞模式轉變為拔出破壞及穿出破壞，同時，Nu值也隨之增大。當Nu值超過錨栓所用鋼材的極限破壞強度時，錨栓斷裂而導致鋼材破壞［17］。

各種破壞模式延性不同，椎體破壞為脆性破壞，其載荷-位移曲線在達到峰值載荷后隨混凝土中不穩定裂縫的形成而突然下降［18］；拔出及穿出破壞相對于椎體破壞延性較好，其延性隨hef增大而提高；鋼材破壞為延性破壞，具有明顯的屈服階段。實際工程中錨栓連接件發生延性破壞時，在破壞前能產生顯著的塑性變形可及時發現問題并采取措施，充分發揮連接件的錨固能力，從而預防事故發生，故錨栓連接件在設計階段往往按照鋼材破壞模式進行設計，但其受限于安裝條件。研究表明，當hef/d=7.5~10.0時，容易發生鋼材破壞［7］。

2.2 受力機理

2.2.1 錨固機理

膨脹錨栓在受到外部扭矩荷載后，錐形膨脹頭進入金屬膨脹套內，使金屬膨脹套直徑擴大、對混凝土基體膨脹擠壓產生錨固作用（見圖4）。拉拔荷載下金屬膨脹套與混凝土基體間產生相對滑動的趨勢形成摩擦力；此外，金屬膨脹套在膨脹過程中，對鉆孔周邊混凝土擠壓產生輕微破壞，部分金屬膨脹套鑲嵌在混凝土基體內部，錨栓與混凝土基體間形成機械連鎖效應，在外部拉拔荷載作用下，形成機械咬合力。因此，膨脹錨栓錨固能力由摩擦力和機械咬合力決定，其中摩擦力占主導地位。

圖4 膨脹錨栓拉拔受力機理

2.2.2 椎體破壞機理

根據膨脹錨栓工作原理分析初始基材應力情況，假設外力偏心影響可忽略，錨栓連接件拉拔試驗可視為軸對稱受力。對任一過錨栓中軸線垂直切面進行二向應力分析，混凝土與錨栓接觸位置受力分析見圖5。膨脹錨栓受拉拔荷載時，混凝土所受水平應力（σx）與剪應力（τ）之間比例近似等于混凝土與錨栓之間的摩擦系數。通過莫爾圓理論可知其最大主拉應力與水平方向呈一定角度，該角度取決于上述水平應力（σx）與剪應力（τ）的比例。

圖5 過錨栓中軸線垂直切面混凝土與錨栓接觸位置受力分析

當hef較小時，錨固范圍內混凝土承受的總荷載較錨栓自身錨固能力（摩擦力與機械咬合力）偏小，錨固端附近混凝土應力發展率先達到失效值，混凝土從錨固端并與最大主拉應力垂直的方向開裂。隨荷載繼續增加，裂縫擴展至混凝土表面形成破壞椎，使錨栓完全失效。因此，錨栓連接件的極限抗拉承載力，尤其是椎體破壞模式發生時，與混凝土拉應力密切相關。

2.2.3 拔出破壞及穿出破壞機理

隨著hef增大，錨固范圍內混凝土承受總荷載變大，錨栓連接件未出現椎體破壞。在實際鉆孔過程中，若孔徑未按要求達到膨脹錨栓的孔徑安裝要求，且孔徑偏大，膨脹錨栓與混凝土間未楔合，將不能充分發揮錨栓的錨固能力。隨著外部荷載進一步增大，膨脹錨栓與混凝土間的摩擦力逐漸由靜摩擦力轉變為動摩擦力。此時，錨栓連接件容易出現2種破壞模式。當孔徑相對較大時，錨栓根部夾帶部分混凝土直接從鉆孔中滑出，與混凝土完全分離，形成錨栓連接件拔出破壞；當孔徑相對較小時，膨脹錨栓在鉆孔中滑動的同時在金屬膨脹套筒內也形成滑移，進一步使金屬膨脹套底端直徑擴大，形成“二次錨固”效應?！岸五^固”過后的錨栓錨固能力加大，但由于hef較大，仍未能達到混凝土開裂應力。此時，錨栓金屬膨脹套與混凝土之間再一次形成靜摩擦，而錐形膨脹頭則持續在膨脹套內部滑移，直至與金屬膨脹套脫離。最終金屬膨脹套留在鉆孔內部，錨桿與混凝土完全脫離，形成連接件穿出破壞。值得注意的是，在實際工程應用中，拔出和穿出2種破壞模式在hef上沒有明顯的分界點，但穿出破壞模式的極限抗拉荷載Nu往往比拔出破壞模式大。拔出與穿出破壞模式出現與否也與錨栓幾何尺寸設計相關。

2.2.4 鋼材破壞機理

當hef進一步加大，且鉆孔孔徑滿足膨脹錨栓安裝要求時，錨栓連接件發生錨栓頸縮破壞，即鋼材破壞。此種狀態下，錨栓和混凝土之間的錨固能力得到充分發揮，二者之間未產生明顯的相對滑移，此種受力狀態下相當于膨脹錨栓自身單軸拉伸，在錨栓薄弱處，即全牙絲金屬桿最細的部位發生斷裂形成連接件鋼材破壞。

3 膨脹錨栓極限抗拉承載力

目前關于膨脹錨栓極限承載力的研究主要集中在椎體破壞和鋼材破壞。

3.1 椎體破壞

3.1.1 極限抗拉承載力模型

國內外很多學者一致認為錨栓極限抗拉承載力與錨栓直徑、錨栓埋深、錨頭大小、混凝土基材強度及錨栓與混凝土之間的黏結有較大關系［19-20］。關于錨栓連接件椎體破壞極限抗拉承載力Nb模型較多，不同模型認為破壞椎側面與底面夾角θ不同，因此極限抗拉承載力也不同。

（1）ACI 349-97［21］混 凝 土45°椎 體 破 壞。ACI 349-97是美國混凝土協會提出的有關核工程混凝土規范，認為錨栓連接件椎體破壞時破壞椎側面與底面夾角θ=45°，椎體破壞面示意見圖6，極限抗拉承載力見式（1）。

圖6 ACI 349-97椎體破壞面示意圖

式中：Nb為極限抗拉承載力，N；φ為混凝土材料修正系數，普通混凝土取1；fcc為混凝土標準圓柱體抗壓強度，MPa；hef為錨栓有效埋深，mm；d為錨栓直徑，mm。

（2）VAC［22］混凝土椎體夾角θ變化模型。在ACI 349-97的基礎上，VAC認為破壞錐夾角θ不是恒定不變的，隨著hef的變化而變化。極限抗拉承載力見式（2），θ取值見式（3）、式（4）。

式中：θ為破壞錐底面和側面的夾角，隨hef變化而變化：

（3）CCD［11］混凝土35°椎體破壞。CCD是目前應用最廣泛一種方法，是基于大量試驗數據回歸得出的結論。CCD認為錨栓連接件椎體破壞時破壞椎側面與底面夾角θ=35°，椎體破壞面示意見圖7，極限抗拉承載力見式（5）。

圖7 CCD椎體破壞面示意圖

式中：k為錨栓埋置方式影響系數，當錨栓為后錨固時取13.5，當錨栓為現澆時取15.5；fc為200 mm立方體抗體強度，MPa。

3.1.2 模型對比

ACI 349-97、VAC及CCD模型之間存在明顯差異，以C50混凝土（抗壓強度55 MPa）、d=19 mm的膨脹錨栓為例，3個模型對比結果見圖8。

由圖8可知，3種模型椎體破壞極限抗拉承載力隨hef增大均呈現上升趨勢，即增加hef能增大錨栓連接的極限抗拉承載力。ACI 349-97和CCD模型計算結果相近，但ACI 349-97的預測更加保守。VAC和ACI 349-97模型在hef達到127 mm前結果保持一致，由于VAC模型認為hef超過127 mm后，夾角θ隨hef發生變化，故當hef超過127 mm后，VAC出現明顯下降趨勢。經過學者專家試驗比較［22］，目前CCD模型相對比較精確，且應用范圍較廣泛。但一些學者發現針對高強混凝土、纖維混凝土、錨栓埋深較大、栓頭尺寸較大等情況，CCD模型計算結果與試驗值偏差較大［23-24］。值得注意的是，Eligehausen等［25］研究發現，錨栓連接件的極限抗拉承載力取決于混凝土的楊氏模量和斷裂能，而不是混凝土自身力學性能。并且Eligehausen等應用線性斷裂力學得出的預測模型見式（6），且針對不同情況下試驗數據，比CCD模型展現出更好的契合度。但由于楊氏模量和斷裂能在試驗中不易獲取，該模型并未被推廣和應用。

圖8 模型對比結果

式中：Ec為楊氏模量，N/mm2；Gf為混凝土的斷裂能，MPa。

3.2 鋼材破壞

鋼材破壞模式和錨栓單軸拉伸力學行為相同，故鋼材破壞極限承載力即錨栓自身極限抗拉承載力見式（7）：

式中：AS為錨栓薄弱處橫截面積，mm2；ft為鋼材極限抗拉強度，MPa。

3.3 穿出、拔出破壞

目前關于膨脹錨栓連接件穿出、拔出破壞模式下的極限抗拉承載力預測模型不多，且在試驗過程中膨脹錨栓穿出、拔出破壞極限抗拉承載力沒有明顯差別。Zhao等［26］通過100多個來自北美3個錨栓廠家及有限元分析提出用于拔出/穿出極限抗拉承載力的模型（見式（8））。

式中：kp為校準因子，取值164；c1為回歸系數，取值0.24；rdiff為錐形膨脹頭和全牙絲金屬桿的直徑差，inch。

4 結論

（1）錨栓根據施工工藝可以分為兩大類：現澆錨栓和后錨固錨栓。其中，后錨固錨栓因其施工的方便性和可調整性，在實際工程中應用相對現澆錨栓較多。

（2）膨脹錨栓通過外部荷載作用，使錐形膨脹頭進入金屬膨脹套內，金屬膨脹套底部擴張，與混凝土間產生壓力和機械咬合力，產生錨固作用。

（3）膨脹錨栓連接件在拉拔荷載下主要有椎體、拔出、穿出、鋼材破壞4種典型破壞模式。其中，鋼材破壞和穿出破壞的延性顯著大于椎體破壞和拔出破壞。

（4）膨脹錨栓有效埋深是影響膨脹錨栓連接件破壞模式及極限抗拉承載力的重要因素，且隨錨栓埋深增大，膨脹錨栓連接件極限抗拉承載力呈增大趨勢。

（5）隨新型建筑材料的應用，膨脹錨栓連接件在拉拔荷載下的破壞模式、破壞機理及極限抗拉承載力發生變化，現有研究結論已不能滿足以新型建筑材料為基體的膨脹錨栓連接件，尤其針對纖維混凝土、高強混凝土等高性能混凝土材料。目前大多數膨脹錨栓連接件破壞模式、極限抗拉承載力模型等均基于普通混凝土試驗結果得出，未從膨脹錨栓連接件內部受力狀態、受力機理進行分析，希望下一步能從受力機理層面建立普適性拉拔荷載下膨脹錨栓連接件破壞模式及極限抗拉承載力模型。