锚栓连接件是预埋入混凝土或后置于已硬化混凝土中的钢元件，用来将作用荷载传递到混凝土中[1]。一般锚栓要求底部设计锚板、端头或弯钩[1-3]，且锚固深度应大于锚栓直径的25倍[2-3]。相关学者也进行了研究，Takiguchi等[4]试验研究表明，混凝土的开裂程度直接影响端头锚栓受拉承载力，减少锚栓周围混凝土开裂可以提高其锚固性能。Sonoda[5]、Hariyadi等[6]采用试验研究和模拟分析的方法研究了锚栓的受拉破坏模式。Saleem等[7]对受冲击荷载作用的端头锚栓进行拉拔试验研究及理论分析，并通过试验结果验证了其文中提出的理论分析模型的适用性。Delhomme等[8-9]研究表明，端板锚栓较直锚栓具有更大的锚固承载力，而直锚栓能够体现其与混凝土的黏结性能。Wang等[10]对大直径锚栓进行拉拔试验，建议采用开螺纹槽的锚栓。Obata等[11]研究了锚栓在较小边距情况下的受拉破坏机理，采用线性断裂力学理论方法分析混凝土的锥体破坏强度，其计算结果远小于规范中的计算值。Werner等[12]提出单根锚栓理想混凝土锥体破坏承载力计算方法(CCD法)。ACI318[1]和ACI349[13]中都给出了有关锚栓设计的方法。
锚栓连接件是将上部结构的受力传递给混凝土基础，其连接的可靠性是决定建筑安全的主要因素[3]。然而，中国现有规范与标准对此没有统一的设计规定，门式刚架轻型房屋钢结构技术规程[14]要求锚栓的锚固长度应符合建筑地基基础设计规范[15]中锚杆的设计方法，而建筑地基基础设计规范[15]又指出，锚杆的锚固长度设计应满足混凝土结构设计规范[16]中钢筋锚固长度的要求。同时，高层民用建筑钢结构技术规程[2]要求锚栓底部设计锚板、端头或弯钩，未能体现锚栓的黏结作用[8-9]，且混凝土保护层厚度较小时，侧面易发生崩裂破坏[1]。为此，本文针对全螺纹高强锚栓的黏结锚固性能进行了拉拔试验研究，为中国相关锚栓设计的规范、标准修订和工程应用提供参考。
试验选用8.8级全螺纹高强螺杆为基材(图 1)。试验设计24组，共计48个试件，分别置于2个混凝土基础上，主要参数见表 1。
首先，对混凝土基础配置的钢筋进行绑扎(图 2)和固定，预埋高强锚栓，然后，浇筑混凝土并进行养护(图 3)。混凝土强度等级为C40，水泥采用强度等级为42.5 MPa的普通硅酸盐水泥，砂为中砂，粗骨料为碎石。在浇筑混凝土时，分别留置2组标准试块，进行同条件养护。
根据留置的标准试块，测得28 d混凝土立方体抗压强度平均值为44.55 MPa。
试验加载采用电动液压穿心千斤顶连续加载，在拉拔荷载达到高强锚栓预估极限承载力75%前，以10~15 kN/min匀速加载，之后，以5 kN/min缓慢加载，荷载采用500 kN穿心荷载传感器进行采集，试验的位移值取两侧位移计的平均值(如图 4)。
根据美国规范ACI-318给出的受拉锚栓破坏模式，试验锚栓破坏模式主要有锚栓拉断(a)、锚栓滑移被拔出(b)、混凝土锥体破坏(c)、混合破坏(d)、和混凝土劈裂破坏(e)等，如图 5所示。
试验中，各试件破坏模式主要有锚栓拉断、锚栓滑移被拔出、混凝土锥体破坏、混合破坏和劈裂破坏(见图 6)。
试验锚栓类型有全螺纹直高强锚栓和端头高强锚栓，各试件荷载F-位移s曲线，如图 7所示。端头高强锚栓均达到其抗拉强度，发生拔断破坏，见图 7(a)~(i)。直高强锚栓中，试件z-1607发生混凝土界面滑移破坏，见图 7(b)；试件z-2007发生混凝土锥体破坏，见图 7(e)；试件z-2407和z-2410发生混合破坏，见图 7(h)~(i)；其他试件均达到其抗拉强度，发生拔断破坏, 见图 7(c)、(f)、(j)、(k)、(l)。当高强锚栓的直径和锚固长度相同时，端头高强锚栓试件周围混凝土破坏程度轻于直高强锚栓试件。
单根受拉黏结型锚栓的平均黏结强度(拔断试件为黏结应力)，可以按式(1)计算。
式中：τo为平均黏结强度，MPa；F为高强锚栓的极限拉拔荷载，kN；d为高强锚栓直径，mm；la为有效锚固长度，mm。
直高强锚栓与混凝土发生黏结滑移破坏的黏结性能见表 2。
由表 2可知，当la=7d时，试件极限拉拔荷载随高强锚栓d增大而增大，而τo随d增加而下降，z-2007组和z-2407组的τo较z-1607组分别下降12.01%和21.75%。这是因为，随着高强锚栓d增加，增大了与混凝土接触面积，从而增强了高强锚栓的锚固强度，提高了试件极限拉拔荷载；但其相对黏结面积减小，导致平均黏结力降低。
从表 2中高强锚栓直径d为24mm的黏结性能可知，在la由7d增加到10d时，极限拉拔荷载随la增加而增大，τo则随la增加略有下降，因为随着la增加，高强锚栓与混凝土接触面积增大，极限拉拔荷载增加，而黏结力在la上分布不均，导致平均τo降低。
各试件极限拉拔荷载(表 1)在不同锚固长度下la分布情况见图 8。由图 8(a)可知，直高强锚栓的F/Fu随着la的增加而增大(7d到10d)，在la＞10d后，基本不再增加，并趋于定值。由图 8(b)可知，当端头高强锚栓la=5d时，F/Fu为0.96，当la=7d时，F/Fu为0.98，随着la的增加，F/Fu有所增加，当la增到10d时，F/Fu不再增加。由表 1、图 7和图 8可知，端头高强锚栓所需的有效锚固长度均较直高强锚栓的小。
端头高强锚栓极限拉拔荷载试验值与ACI-318[1]、CCD[12]和ACI-349[13]中关于受拉锚栓在不同混凝土等级中混凝土的抗崩裂强度预测值的比较见图 9。
式中：Nb为锚栓受拉时混凝土锥体破坏承载力，kN；f′为混凝土轴心抗压强度标准值，N/mm；hef为有效锚固深度(同本文la)，mm；du为端头直径，mm。
从图 9可知，随着混凝土强度等级的增加，受拉锚栓的混凝土抗崩裂强度也随之增加。根据试验结果对比可知，当锚固长度la=10d时，试验值均小于3种预测值，满足锚栓受拉时混凝土不发生崩裂破坏要求。因此，端头高强锚栓设计可借鉴ACI-349中相关设计方法，中国规范[2, 14]中要求锚栓la＞25d, 过于保守。
从试验结果可知，考虑混凝土保护层的高强锚栓试件均发生混凝土劈裂滑移破坏，侧面混凝土开裂程度有所不同，锚固长度为7d的试件组较锚固长度为10d的试件组严重，这是因为，混凝土基础的配筋有效约束锚栓周围混凝土，减缓其裂缝的开展。
各试件荷载F-位移s曲线，如图 10所示，其和钢筋与混凝土黏结滑移曲线特征类似，曲线可分为上升段、持力段、下降段及残余段等。c=30 mm试件均为滑移拔出破坏，当la=7d时，其极限拉拔荷载均小于c=∞试件；c=30 mm试件F-s曲线达到极限拉拔荷载最大值后，其极限荷载下降较快；c=∞试件中，除z-1607的F-s曲线的拉拔荷载达到极限拉拔荷载前，持续较长的滑移时间(持力段)才开始下降，其他试件F-s曲线达到极限拉拔荷载最大值后，下降较快。当la=10d时，除z-203010-2试件达到极限拉拔荷载后下降较快，其他试件曲线与c=∞试件类似，达到极限拉拔荷载前持续较长的滑移时间(持力段)才开始下降。
图 11为c=30 mm试件和c=∞试件各极限拉拔荷载(表 1)在不同锚固长度la下的分布情况。由图 11知，c=30 mm试件的极限拉拔荷载随la增加而增加，其增加速度较c=∞试件的快。在la=10d时，其极限拉拔荷载与c=∞试件的极限拉拔荷载两者的平均值已基本接近。表明增加c能够大幅度提高高强锚栓的极限拉拔荷载(la≤10d)，随着la增加(la＞10d)，其对其极限拉拔荷载的影响程度减弱。
按式(1)计算出各试件在不同锚固长度la下的黏结强度(黏结应力)τo见表 3。
由表 3可见，当la=7d时，c=∞试件的τo均高于c=30 mm试件，直径为16、20、24 mm的高强锚栓分别提高了52.77%、32.84%和35.15%。当la=10d时，两者τo增减幅度不明显，说明增加la可以提高试件锚固性能，减少c对其锚固性能的影响。
c=30 mm试件τo随着la增加而增加，当la从7d增加到10d时，直径为16、20、24 mm的高强锚栓的τo分别提高了7.6%、8.99%和23.97%。这是因为，锚固长度较短(la=7d)时，试件周围混凝土开裂较早，混凝土的抗拉强度未充分利用，导致其黏结强度较低，同时，随着锚固长度la增加，基础混凝土的配筋增强了其抗裂能力，提高了高强锚栓的锚固承载力。图 12为单位锚固长度上黏结应力系数β与高强锚栓相对锚固长度la的关系曲线，其中，单位锚固长度的黏结应力系数β可按式(5)计算。
分析图 12可知，c=∞试件和c=30 mm试件的β值均随la增加而下降，且在la≤10d以内，c=∞试件的β值均大于c=30 mm试件，随着la的增加，其影响减小。这是因为c较小，混凝土对试件握裹能力较差，易开裂。因此，增加c厚度，提高混凝土对高强锚栓环向约束作用，降低试件内部混凝土裂缝的开展，提高其黏结锚固性能。
由表 1、图 11、图 12可知，直高强锚栓的黏结力主要集中分布在la=10d以内，中国规范、标准[14-16]中要求锚栓锚固长度应满足钢筋锚固长度的设计要求过于保守。在满足设计锚固长度条件下，在配筋的混凝土基础中，直高强锚栓在混凝土c=30 mm左右时，既能满足锚栓与混凝土间可靠黏结锚固，又可以避免侧面混凝土发生爆裂破坏。
图 13为不同直高强锚栓直径试件的极限拉拔荷载试验值与ACI-318[1]中关于受拉锚栓在不同混凝土边缘距离中混凝土的抗崩裂强度预测值的比较。
式中：Ncb为锚栓受拉时混凝土抗崩裂强度，kN；ANc为单个锚栓的混凝土投影面积，ANc=(ca1+1.5hef)(2×1.5hef)，mm2；其中，ca1应满足ca1＜1.5hef；ANco为单个锚栓到混凝土边距等于或大于1.5hef的混凝土投影面积，ANco=9hef2，mm2；ψed, N为受拉锚栓的边缘效应调节系数，当ca1＜1.5hef时，$\psi_{\mathrm{ed}, \mathrm{N}}=0.7+0.3 \frac{c_{\mathrm{al}}}{1.5 h_{\mathrm{ef}}} $，当ca1≥1.5hef时；ψed, N=1；ψc, N为调节系数，本文中对预埋锚栓考虑混凝土保护层影响时取1.0；ψcp, N为针对未附加配筋混凝土的后置锚栓调节系数，本文中取1.0；Nb为锚栓受拉时混凝土锥体破坏承载力，按文中式(2)计算，kN。其中，图 13中混凝土保护层厚度c是按规范[16]中定义来取值，ACI-318中的ca1为受拉锚栓中心到混凝土边缘的距离。
从图 13看出，随着混凝土保护层厚度的增加，受拉锚栓的混凝土抗崩裂强度也随之增加。c=30 mm试件中，高强锚栓直径为16 mm时，其极限拉拔荷载低于设计预算值，但已基本达到预测值；高强锚栓直径为20、24 mm时，其极限拉拔荷载均高于设计预算值，c=∞(大于150 mm)试件中，其极限拉拔荷载均低于预测值。
高强锚栓在受拉时与混凝土发生黏结破坏是一种能量耗散转化的过程，在发生黏结破坏过程中，伴随着能量消耗，在达到极限拉拔荷载破坏时，界面内的能量消耗可按式(7)计算。
式中：S为锚栓的滑移值；D为破坏时锚栓界面单位面积的能量消耗。
按式(7)计算出各试件在不同锚固长度la和混凝土保护层c下的能量耗散分布情况如图 14所示。由图 14知，高强锚栓直径为16 mm时，c=30 mm试件耗能能力均低于c=∞试件；直径为20 mm和24 mm的试件，在相同la时，c=∞试件耗能能力均高于c=30 mm试件，是因为c较小时，混凝土开裂较早，继续承担的拉拔荷载少。直径为16 mm，c=∞，且la=7d试件D值大于c=30 mm，且la=10d试件，这是因为c=∞，且la=7d试件发生黏结界面滑移，在滑移破坏时混凝土未开裂破坏，能够吸收较多的能量；其他试件D值均随la的增加而增加。
1) 端头高强锚栓试件均发生拉断破坏，较直高强锚栓，端头高强锚栓可有效减小其所需的锚固长度。在配筋的混凝土基础中，直高强锚栓可满足混凝土保护层厚度c=30 mm左右时的锚栓设计需求。
2) 直高强锚栓的黏结力主要集中分布在锚固长度la=10d以内，在发生黏结破坏时，伴随着能量耗散转化，增加混凝土保护层厚度c和锚固长度la均能提高高强锚栓的锚固性能和能量消耗能力。
3) 根据试验结果，验证了中国现有规范、标准中有关锚栓的锚固长度设计过于保守。建议对高强锚栓的锚固设计方法可借鉴ACI中关于锚栓的设计规定。
2019, Vol. 41 Issue (3): 58-66
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