鋼-混凝土結構后錨固群錨節(jié)點抗剪性能試驗研究*

許成祥，洪良稱，李健康

(武漢科技大學城市建設學院，湖北 武漢 430065)

0 引言

植筋、化學錨栓和預埋件錨固技術被廣泛應用于錨板安裝中，其中化學錨栓為近年來土木工程界大量運用的后錨固連接技術。采用該技術時，首先通過鉆機在基材混凝土表面打孔，然后將化學膠埋入孔內，最后將錨栓鉆入孔內，使錨栓與化學膠充分接觸。李智斌等[1]對鋼筋機械連接與錨固技術進行了分析，并對錨固技術的應用進行了展望。文獻[2-5]對化學錨栓力學性能進行了研究，但多基于化學膠充分發(fā)揮錨固作用的情況，基本未考慮因施工工藝導致的化學膠作用減弱，進而未考慮其對結構自身承載力的影響。王清霖等[6]研究十字板-端板式模塊化鋼結構連接節(jié)點處的抗彎性能，得出屋面及樓面高度對試件抗彎承載力影響較大，而十字板厚度和高度影響較小的結論。張玉杰等[7]將鋼-混組合梁連接件由普通螺栓改為高強度螺栓，研究其對結構抗剪性能的影響。吳洪明等[8]與陳繼龍等[9]提出了新型石材幕墻外飾安裝方式。高雅琨[10]和曹芳維等[11]通過改變結構膠的化學成分，使其在惡劣環(huán)境下也能發(fā)揮作用。楊兆源等[12]通過制作4個足尺試件，研究了懸挑支撐結構與剪力墻連接節(jié)點處的抗剪性能，并將試驗結果與數值模擬結果進行了對比。在力學性能方面，對錨栓在單一荷載作用下(拉力、剪力)的研究較多，而對后錨固連接受力的研究較少，該類連接一般可歸結為群錨復合受力問題。

謝群等[13-14]在已有理論研究的基礎上，對彎剪作用下后錨固群錨承載力進行了計算，并提出了適合的抗震折減系數。曹立金等[15]根據單錨剪力與變形關系，得到群錨受剪作用下的計算公式，并對不同影響因素下的群錨受剪性能進行了研究，得出雙錨和四錨在混凝土中的破壞狀態(tài)。本文在已有研究的基礎上，考慮實際工程中化學錨栓因孔內清灰、孔徑偏差等導致的錨固能力降低，利用橢圓型拉剪計算公式對試驗數據進行計算與分析，提出不同孔內清灰程度對應的承載力折減系數。

1 試驗概況

1.1 試件設計

本試驗依據JGJ 145—2013《混凝土結構后錨固技術規(guī)程》設計制作了9個后錨固群錨節(jié)點試件(見表1)，連接方式為化學植筋，為避免錨板與工字鋼焊接時對化學膠產生影響，采用滿焊方式，提前將二者焊為一體，并在螺母及錨板間使用墊片將二者隔開，以減小螺母接觸壓力。為測得錨栓應變，在M10，M12，M14錨栓底部以上90，110，125mm處各粘貼3片應變片。孔內清灰程度按施工工藝進行區(qū)分，其中0%表示使用鉆機鉆孔后，直接將化學膠埋入孔內；50%表示鉆孔完成后僅使用氣筒對孔內進行4次清灰；100%表示按《混凝土結構后錨固技術規(guī)程》及《德國慧魚建筑錨固技術手冊》要求，使用氣筒對孔內進行4次清灰，并使用毛刷對孔內進行4次清理，直至孔內幾乎無灰塵。

表1 群錨試件設計

基材尺寸為600mm×600mm×300mm(長×寬×高)，如圖1所示，采用C30混凝土澆筑，混凝土立方體軸心抗壓強度平均值為33.2N/mm2?；目v筋與箍筋直徑分別為14，10mm，鋼筋等級分別為HRB400，HPB300，實測屈服強度分別為369.7，576.7N/mm2。本試驗采用慧魚牌化學膠及5.8級不銹鋼螺栓，錨板與工字鋼采用Q235級鋼。

圖1 試件

1.2 試驗加載裝置及加載方式

本試驗為靜力加載試驗，加載裝置采用2 000t長柱壓力機，施力點位于工字鋼上，采用分級加載方式，化學錨栓屈服前每級荷載增量為10kN，屈服后調為5kN[13]。為防止試件后端翹起，在基材混凝土表面利用固定裝置進行固定，如圖2所示。錨栓應變由應變箱每隔2s收集1次，荷載及位移數據由電腦儀器自動采集，因施力點位于工字鋼上，即所測位移為錨板位移?？紤]臺座自重，試驗開始前需進行預加載，待試驗力調至平衡時，方可進行正式加載。試驗過程中錨板與錨栓受力狀態(tài)如圖3所示。

圖2 試驗加載裝置

圖3 錨板與錨栓受力狀態(tài)

2 試驗現象

受試驗加載方式與試件構造影響，上排錨栓主要受拉剪作用，下排錨栓主要受壓剪作用，因此試件破壞現象主要包括錨栓與混凝土混合破壞、鋼材破壞及基材下邊緣混凝土破壞。由于試驗過程中無法完全確保所有錨栓均勻受力，導致破壞較突然，試件主要破壞現象如圖4所示。

圖4 試件破壞現象

由圖4可知，M10-2試件上、下排錨栓均發(fā)生了不同程度的破壞，其中上排錨栓膠體被大量拉出，且錨孔周圍混凝土被大面積壓碎，上排錨栓已失去承載能力，此時外荷載由下排錨栓承受，錨栓下側混凝土承受來自錨栓的壓剪力，發(fā)生了錐體破壞。

M12-4試件因孔內灰塵量較多，孔內化學膠與白色粉末之間的化學反應受到影響，導致膠體黏結作用減弱，加載前期少許膠體被帶出孔外，此時，化學膠與錨栓協(xié)同作用已被打破，荷載主要由錨栓承擔。加載中期錨孔周圍混凝土被部分壓碎，錨栓發(fā)生彎曲，可判定為鋼材破壞。

M12-5試件因孔內灰塵經氣筒清理，孔內灰塵量較少，膠體黏結作用得到提高，加載前期處于彈性階段，未發(fā)生明顯變化。隨著荷載的增加，錨板逐漸向下傾斜，此時錨板下邊緣混凝土受力增大，導致混凝土大面積脫落。

M12-6試件因孔內灰塵大部分被清理干凈，錨栓與化學膠之間的接觸面積增大，錨固能力被充分發(fā)揮，試件表現出較好的承載能力。隨著荷載的增加，少量化學膠被拉出孔外，同時上排錨栓逐漸被壓彎，錨栓周圍混凝土發(fā)生輕微破壞，且錨栓表面螺紋幾乎被磨平，此時錨栓已屈服，發(fā)生了鋼材破壞，錨板被壓出30mm左右。

加載前期M14-7試件未發(fā)生明顯變化，當荷載逐級增加時，上排錨栓孔內化學膠輕微溢出，孔周圍混凝土未明顯破壞，主要破壞來自錨板下部混凝土保護層大面積脫落，內部鋼筋已肉眼可見，由應變儀測試數據可知，錨栓已屈服，可判定為鋼材破壞。

M14-9試件因鉆孔安裝時出現了問題，因此不予考慮。

3 試驗結果分析

3.1 不同清灰程度組試件荷載-位移關系

圖5所示為不同清灰程度組試件荷載-位移曲線。由圖5可知，M12-5，M12-6試件因加載初期螺母與錨板之間存在預緊力，使荷載-位移曲線增幅較小。

圖5 不同清灰程度組試件荷載-位移曲線

整體來看，M12-4試件位移增量較小，荷載增加較大。加載初期試件處于彈性階段；當荷載超過10kN時，荷載-位移曲線陡然上升，此時，錨板與基材表面未發(fā)生明顯變化；當加載至37.9kN時，因孔內存在大量灰塵，降低了化學膠與錨栓和混凝土之間的黏結作用，錨固能力已基本喪失，錨栓被輕易拉出，錨板被拉離基材表面約17mm，錨孔周圍混凝土出現輕微裂縫，隨后荷載略有上升，但低于37.9kN，此時試件已失去承載能力，試驗停止。

對于M12-5試件而言，因孔內存在灰塵，其峰值荷載低于M12-6試件，當荷載達46.5kN時，化學膠隨著錨栓被拉出孔外，且試件右下角邊緣處混凝土大面積被壓碎，內部鋼筋已肉眼可見，隨后曲線近乎垂直地下降，此時試件已失去承載能力，試驗停止。

對于M12-6試件而言，當荷載達80kN時，加載區(qū)傳來混凝土被壓碎的聲音，錨栓已向下傾斜，此時因孔內裂縫增加，化學膠黏結作用降低，荷載隨即降至72.5kN，荷載-位移曲線出現拐點，但隨即回升；當加載至86.9kN時，錨栓出現了明顯彎曲，少許化學膠被拉出孔外。

3.2 不同錨栓直徑組試件荷載-位移關系

不同錨栓直徑組試件荷載-位移曲線如圖6所示。由圖6可知，M10組試件荷載無太大波動，M10-1，M10-3試件因施工安裝時錨板與錨栓之間產生縫隙，試驗剛開始時位移增量幾乎為0；M10-2試件在加載前期因錨栓與螺母之間存在預緊力，荷載-位移曲線較平緩，隨著錨栓受力逐漸增大，曲線急劇上升，加載至29.7kN時上排錨栓被拉出孔外，發(fā)生了黏結破壞，曲線隨即下降。隨著工字鋼向下傾斜，M10-2試件上排錨栓已失去作用，荷載由原來的拉區(qū)錨栓承擔轉化為下部壓區(qū)錨栓承擔，下排錨栓受力迅速增大，錨孔周圍混凝土發(fā)生表皮破壞，荷載-位移曲線呈回升趨勢，后因工字鋼與平臺接觸，如繼續(xù)施加荷載，會對儀器造成損耗，隨即停止試驗。M10-1～M10-3試件破壞現象多為錨栓被拉出孔外，且伴隨著孔壁周圍混凝土輕微壓裂。

圖6 不同錨栓直徑組試件荷載-位移曲線

M14-7，M14-8試件因錨栓本身直徑較大，提高了錨栓表面與化學膠的接觸面積，使試件錨固能力增強，破壞現象多為混凝土被壓碎，錨栓被壓彎，鋼材屈服。

對于M10-3，M14-7試件而言，因加載前期加載裝置與工字鋼摩擦傳力，荷載主要由錨栓承擔；當荷載-位移曲線上升至中間段時，發(fā)生了混凝土局部壓碎破壞，其中M10-3試件以錨孔周圍混凝土脫落為主，而M14-7試件在上排錨栓受拉剪的情況下，錨板下端承擔因彎矩引起的壓力，導致錨板下邊緣處因受壓導致混凝土大面積剝離壓碎，荷載-位移曲線出現明顯拐點，隨后呈直線下降。M14-7試件錨栓與混凝土孔壁未發(fā)生明顯變化，最終為基材混凝土破壞，可知M14組試件具有較好的受力性能。

3.3 清灰程度對化學膠承載力的影響

孔內灰塵對化學膠黏結作用及抗剪承載力的影響較大，隨著孔內灰塵量的增加，埋入孔內的化學膠雜質越多，此時錨栓與膠體之間的黏結作用受到影響，錨栓與膠體易脫離，導致錨栓被拉出孔外。M12-6試件為100%清灰，提升了錨栓與膠體的錨固性能，隨著錨板位移的逐漸增大，錨栓雖發(fā)生了彎曲，但孔內膠體幾乎未被拉出孔外。M12-4試件峰值承載力相比M12-6試件下降了56.4%，M12-5試件峰值承載力相比M12-6試件下降了47.1%，可知灰塵對后錨固系統(tǒng)的影響較大，在實際工程施工過程中需對錨孔內灰塵進行清理。

3.4 不同清灰程度下能量演化規(guī)律

荷載加至錨栓屈服時，規(guī)定W為外荷載做功，即試件破壞消耗的能量，可通過下式計算得到：

(1)

式中：P為試驗施加的荷載；s為加載位移。

計算得到不同清灰程度下試件外荷載做功，如表2所示。由表2可知，清灰程度0%，50%，100%試件外荷載做功分別為133.34，166.57，665.80kN·mm，表明孔內清灰程度越高，孔內灰塵量越少，試件承載力越大，外荷載做功越大。這是因為當孔內灰塵幾乎被清理干凈后，錨栓與膠體之間黏結效果良好，此時僅在應力處于較高水平的情況下二者才會分離，因此外荷載做功較大，能量消耗明顯。隨著孔內灰塵量增多，膠體中摻雜了大量雜質，與錨栓接觸面積減小，因此錨栓與膠體在較低應力水平下發(fā)生分離，從而發(fā)生了膠體破壞，外荷載做功較小，能量消耗逐漸降低。

表2 不同清灰程度下試件峰值荷載、最大位移和外荷載做功

4 后錨固群錨節(jié)點抗剪承載力計算

試驗過程中試件處于彎剪復合受力狀態(tài)，而非純剪受力狀態(tài)，此時錨栓主要受拉(壓)力、剪力共同作用。由試驗現象可知，最外排錨栓(距形心軸最遠處的錨栓)所受拉力最大，對試件承載力起控制作用，可將彎剪作用下承載力計算轉變?yōu)樽钔馀佩^栓拉力計算。由國外研究成果可知，復合受力狀態(tài)下群錨承載力計算時主要采用塑性設計與彈性設計方法，包括直線型、三折線型、橢圓型計算公式。因彈性設計方法及橢圓型計算公式最符合實際受力情況，從而被廣泛采用。《混凝土結構后錨固技術規(guī)程》規(guī)定拉剪復合受力狀態(tài)下承載力計算公式為：

(2)

式(2)中變量計算方法在《混凝土結構后錨固技術規(guī)程》未有明確定義，本文引用謝群等[13]推導公式：

(3)

式中：φ為折減系數，可取0.8；m為受拉錨栓個數；As為錨栓截面面積；fy為鋼材(本文為化學錨栓)屈服強度設計值；n為受剪錨栓數；λ為承載力折減系數，取0.8；N為外荷載；e為荷載至混凝土基材表面的水平距離；y1與yi分別為受拉力最大排錨栓、第i排受拉錨栓至群錨形心的距離。

由式(2)和式(3)計算得到不同清灰程度下試件承載力，如表3所示。由表3可知，M12-4，M12-5試件承載力因孔內灰塵的影響，試驗承載力均低于計算承載力，故在計算群錨抗剪承載力時可根據清理錨孔時的施工工藝不同分別乘以對應的折減系數。M12-6試件因錨孔內灰塵已完全清理，清灰過程符合規(guī)范要求，化學膠錨固能力發(fā)揮充分，導致試驗承載力高于計算承載力，故未規(guī)定折減系數。因本試驗收集的數據有限，折減系數適用性有待進一步驗證。

表3 不同清灰程度下試件承載力

5 結語

1)對錨孔進行不同程度清灰處理，發(fā)現孔內灰塵對化學膠錨固黏結作用具有較大影響，進而削減了試件承載能力，相比100%清灰試件，0%，50%清灰試件承載力分別下降了56.4%，47.1%，未清灰試件基本失去抗剪承載力。

2)不同強度錨栓試件破壞現象不同，M10組試件錨栓多攜帶著化學膠被拉出孔外，發(fā)生了膠體破壞。M14組試件錨栓因錨板下邊緣處混凝土被壓碎，導致荷載-位移曲線陡降，多為邊緣混凝土破壞，表現出良好的受剪性能。

3)計算得到清灰程度0%，50%，100%試件外荷載做功分別為133.34，166.57，665.80kN·mm，孔內清灰程度越高，孔內灰塵量越少，試件承載力越大，外荷載做功越大。

4)基于橢圓型拉剪計算公式對試驗得到的承載力進行分析，0%，50%清灰試件試驗承載力均低于計算承載力，100%清灰試件試驗承載力高于計算承載力，故進行工程設計時，需考慮因清灰程度不同導致的抗剪承載力折減，需乘以折減系數，建議未清灰時折減系數取為0.6，中度清灰時取為0.8。