苏 磊，李 杰，陆洲导

(同济大学结构工程与防灾研究所，上海200092，sulei0518@sina.com)

在过去几年中，化学锚栓作为一种施工简便、效果可靠的新型材料，具有施工速度快、锚固力强、性能可靠、应用范围广等优点，在加固、改建、装潢等建筑领域中得到大量运用.目前国内外对后锚固系统的研究成果表明:后锚固构件的受力性能与整浇构件接近，能够满足相应的规范要求.而对于化学锚栓与混凝土的连接受力性能研究却相对较少，该类连接一般可归结为化学锚栓群锚的复合受力问题.国外诸多学者对复合受力情况下群锚承载力计算方法进行了研究［1－3］，国内熊学玉等［4］进行了化学植筋拉拔试验研究，阎锋等［5］进行钢筋混凝土基材上植筋的拉拔试验研究，袁廷朋等［6］进行了后锚固化学植筋受拉承载力计算及设计，何勇等［7］进行混凝土结构的双筋粘结锚固性能试验研究，胡克旭等［8］进行混凝土结构化学植筋安装钢梁节点板受力性能试验研究，张曙光等［9］对建筑用化学锚栓拉伸性能进行测试，其研究多在受拉状态，对群锚其他受力状态下的性能掌握不足，实际工程中通常是多根锚栓处于多种复合受力状态，因此，本文对后锚固粘结型化学锚栓连接件纯剪受力性能进行深入研究，通过试验确定4根粘结型化学锚栓共同工作时抗剪承载力，并对目前应用较多的群锚抗剪承载力计算方法进行比较分析.

1 化学锚栓群锚受剪试验研究

1.1 试验概况

试验选取混凝土基材块尺寸为长×宽×高= 1 000 mm×600 mm×600 mm，混凝土设计强度等级C30，配筋采用直径16 mm，HPB335钢筋，箍筋直径10 mm，HPB235级钢筋，保护层厚度为25 mm.化学锚栓慧鱼高强化学锚栓螺杆RGM，直径16 mm，锚板为Q235B钢材，尺寸为长×宽×高= 300 mm×350 mm×15 mm和340 mm×390 mm× 15 mm，采用慧鱼植筋胶粘剂、FIS V360S化学粘合剂.试件设计如表1所示，试验为保证群锚试件尽可能保持纯剪受力状态，制作了加载板，使剪力作用在锚板的中心位置.

本试验为静力受剪破坏性试验，轴向剪力由一个千斤顶提供，千斤顶采用电动油泵加载，反力由试件顶部的千斤顶提供，试验采用分级加载，初期每级荷载增量为10 kN，临界屈服前及屈服后每级荷载增量为5 kN，加载装置如图1所示［10－11］.

表1 试件设计

1.2 试验结果

边距较小的SS1、SS2均产生混凝土楔形体裂缝，直至加载到锚栓剪断或破坏，但此时混凝土的裂缝已经相当宽，混凝土已经提前破坏，形成以锚栓为中心的倒椎体混凝土基材破坏形式，破坏时表现出较大的脆性，是脆性破坏;边距较大的SS3、SS4混凝土裂缝均未充分开展，锚栓直接被剪断，这是由于锚栓材质强度低或者有效截面偏小，破坏时具有明显的塑性变形，是延性破坏;各试件破坏形式见图2.由于4个试件都以锚栓被剪断或剪弯为依据，因此，破坏荷载都很接近，荷载－位移曲线见图3，主要试验结果见表2.

图1 试验加载装置

图2 试件破坏模式

2 化学锚栓群锚系统有限元分析计算

2.1 有限元模型的创建与参数选择

分析模型的试件尺寸、边界条件以及加载制度同试件的实际试验情况完全相同.针对试件模型和加载对称性，取试件一半进行分析以节省计算资源.混凝土单轴抗拉强度取5.31 N/mm2，混凝土弹性模量取3.25×104N/mm2，泊松比取0.167.裂缝张开剪力传递系数取0.3，裂缝闭合剪力传递系数取0.9，混凝土本构关系采用过镇海模型，化学锚栓材性定义采用von-mises屈服准则.锚栓与混凝土之间作用采用接触单元CONTAC 173和TARGET170单元来模拟.基材混凝土底部约束z方向位移及侧面约束3个方向位移，荷载与试验所加部位一致，直接施加在锚板侧面.

图3 试验荷载－位移曲线

2.2 有限元分析结果

对小边距小间距SS1的前排锚栓处混凝土应力近似35°沿边缘扩散，在混凝土边缘形成一个1/4半椭球体应力区，由于距离试件边缘较远，后排锚栓处混凝土应力很难扩散，只是在锚栓周围引起高应力.从混凝土等效应变图上看，最大极限应变达到0.006 8，大大超过混凝土最大极限应变，锚栓周围混凝土被压碎，位移均不到1 mm;对小边距间距稍大SS2的前排锚栓处混凝土应力以35°向边缘扩散成两个独立混凝土楔形体应力区，后排锚栓处混凝土应力只在锚栓周围引起高应力，应变与应力趋势基本一致，形成两个相互独立的35°应变区，最大极限应变达到0.017，超过了定义的混凝土最大极限应变.对于大边距SS3和SS4，其应力和应变云图非常相似，四个锚栓周围的应力应变几乎接近均匀分布，但向边距方向上扩展有限，小间距同排锚栓的应力云图会有部分重叠，大间距的应力云图基本独立，说明SS4间距是相互影响临界间距.四个试件后排锚栓混凝土几乎同时达到峰值应力，前排锚栓混凝土应力会相对滞后.这是由于后排锚栓靠近加载端，传力路径较短，受力较大.裂缝开展充分的试件，前排锚栓应力得到一定释放，达到峰值应力时荷载最大，滞后最厉害.有限元分析得到的平均等效应力图、等效应变图、开裂状态矢量图、荷载－锚板位移、荷载－应力曲线分析结果如图4～8所示.

图4 有限元分析平均等效应力图

图5 有限元分析等效应变图

图6 有限元分析开裂状态矢量图

图7 有限元分析荷载－锚板位移曲线

3 化学锚栓群锚系统抗剪承载力分析

对试件进行承载力计算，分别采用喜利得［12］平均值、慧鱼［13］建议公式标准值、我国混凝土结构后锚固技术规程［14］标准值与有限元结果进行比较，计算结果如表2所示.

由表3看出，当锚栓边距较小时，群锚系统为混凝土楔形体破坏的脆性破坏;当锚栓边距较大时，为锚栓剪断破坏的延性破坏.虽然其破坏荷载接近，但边距较小时，在锚栓破坏前混凝土的裂缝已经相当宽，混凝土已经提前破坏，小边距的群锚系统极限承载力更低.小边距系统混凝土边缘裂缝开展的比较充分，当间距较小时前排两个锚栓之间的裂缝会连通，形成垂直与剪力方向上劈裂裂缝.大边距系统锚栓几乎均匀受力，裂缝基本只存在于锚栓周围很难开展.在荷载作用下某个锚栓或者某排锚栓被剪断，但位移较小.锚栓基材配置了一定数量的纵筋或箍筋，使系统在外荷载作用时，通过胶体的粘结作用传递到锚栓周围的混凝土中，有效限制混凝土的横向变形，混凝土处于双向甚至三向受压状态，有效降低劈裂应力的大小，延缓混凝土开裂，避免发生混凝土剪撬破坏，提高群锚系统的极限承载力.

图8 有限元分析前、后排锚栓荷载－应力曲线

有限元计算结果远远大于其他推荐公式计算结果，这是因为有限元计算结果能够考虑各锚栓之间协同受力作用，此时前排锚栓应力变小，后排锚栓受力变大，使得混凝土开裂时间滞后，构件抗剪承载力提高.有限元可以模拟混凝土部分破坏后的应力重分布，考虑钢材的塑性和强化阶段，这是普通公式不能考虑的.3种推荐公式以混凝土楔形体裂缝破坏为控制条件，只是考虑了边缘锚栓受力，以此脆性破坏为控制条件，就必须预留足够的安全储备.我国现行设计规程是基于可靠度理论以一定保证率的概率理论为基础的极限状态设计法，采用喜利得推荐公式设计值比我国现行规范设计值大了近一倍，而慧鱼推荐公式设计值十分接近.有限元的结果和试验结果前期吻合比较好，后期结果就会有一定偏差，有限元结果比破坏荷载偏小.这是因为局部混凝土压碎严重，开裂明显，后期混凝土的损伤形式、裂缝开展都比较难以模拟.锚栓屈服后，锚栓应变随着荷载的增加而增加，且应变的增加要明显快于荷载的增长，但锚栓承载力不会提高，锚栓出现大变形，达到强度极限后出现颈缩，至最终破坏是有一个较明显的塑性变形过程，经过反复试算可能超过有限元极限阶段.试验结果是试件的破坏荷载，而有限元结果大于推荐公式结果.由此可以看出，依据我国现行规范公式和慧鱼推荐公式进行设计具有足够安全储备.

表2 试件试验和计算结果

4 结论

1)边距大小影响化学锚栓群锚系统破坏形式.对于本群锚系统来说，小边距群锚系统破坏表现为混凝土楔形体的脆性破坏，承载力低，离散性大;大边距群锚系统破坏为锚栓剪断的延性破坏，承载力高.

2)边距大小影响化学锚栓的位移.出现上述两种破坏的试件，在其失效前位移均很小，失效后，边距越小，锚栓位移越大.当存在各种施工误差及偶然偏心时，会出现剪力方向上锚栓受力不均匀现象，锚栓受力越大，开裂越早，破坏越大.

3)间距大小影响群锚系统锚栓之间相互作用.当间距较小时，同排锚栓的云图会有部分重叠，应力会往锚杆深度方向上扩展的较多，前排锚栓之间的裂缝会连通形成垂直与剪力方向上的劈裂裂缝，相反，当间距较大时，同排锚栓的应力云图相互独立，会形成两个独立混凝土楔形体应力区.当锚栓引起的应力云图基本独立每个裂缝独立开展时，可以认为处于临界间距状态.

4)由于我国现行规范公式、喜利得公式和慧鱼公式以混凝土楔形体裂缝的脆性破坏为控制条件，而有限元可以考虑锚栓之间协同受力作用、混凝土部分破坏后的应力重分布等方面影响，因此，有限元结果远大于现行推荐计算公式.对于粘结型化学锚栓群锚系统，锚栓与混凝土之间的空隙有粘结剂，能够比较好的传递剪力，使锚栓之间能够协同工作，更加符合有限元模拟的模型，因此，依据我国现行设计规范公式和慧鱼推荐公式进行设计具有足够安全储备.

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