L型及J型地脚螺栓抗拔试验及理论分析

徐 铼， 陈 前， 安增军， 王 波， 崔鸣诚， 张大长

(1. 国网江苏省电力公司经济技术研究院， 江苏 南京 210008； 2. 南京工业大学 土木工程学院， 江苏 南京 211816)

地脚螺栓，也称锚栓，是一种重要的工程紧固构件，通常用于工程构件与混凝土基础的连接。目前，对地脚螺栓抗拔承载力的计算，国内外设计规范都有了比较详细的规定，但是不够全面。我国钢结构设计规范[1]和设计手册[2,3]认为锚栓的极限承载力为锚栓能够达到的抗拉极限承载力。我国电力行业标准《输电杆塔用地脚螺栓与螺母》[4]采取同样的规定，并规定了地脚螺栓的不同型式及其需要满足的锚固长度。但这些规定都过于笼统，缺少对地脚螺栓实际使用时锚固机理、受力状态、破坏形式的介绍。ACI 318-14[5]美国混凝土结构设计规范对地脚螺栓在上拔过程中的破坏情况、影响参数和承载力计算做了较为详细的介绍和规定，但是没有涉及地脚螺栓与混凝土粘结作用对承载力的影响，也缺少粘结破坏承载力的有关介绍。

童根树、吴光美[6，7]对国内外钢柱脚锚栓设计方法进行了回顾和比较，对单个地脚螺栓的破坏模式和承载力进行了总结，提出了单个地脚螺栓的设计准则。肖奇珍[8]系统地总结了预埋锚栓式轻钢结构柱脚的设计方法，并针对各种柱脚可能发生的破坏形式提出锚栓的设计和计算方法。陈勇军[9]、陈延[10]等对地脚螺栓承载力计算方法也都有相关的论述。但这些论述主要是基于相关计算理论和计算假定，缺少具体试验的支撑。刘沈如等[11]开展了M20和M30地脚螺栓抗拔试验，探究地脚螺栓在上拔荷载作用下的试验现象和地脚螺栓的受力状态参数，但缺少对地脚螺栓锚固机理的研究，缺少和有关设计计算方法的对比。蒋铁柱[12]、周军[13]等均开展了单个锚栓和群锚的抗拔承载力试验，但都更多关注于螺栓的破坏现象和试验承载力，缺少对螺栓机械锚固作用机理和有关设计理论的分析和比较。

针对目前地脚螺栓抗拔承载力的有关设计规范和相关研究不够具体全面，缺少对地脚螺栓机械锚固机理的研究。本文将开展不同深度下单个光圆地脚螺栓和90°L型、180°J型机械锚固地脚螺栓的锚固承载力试验研究，重点探究机械锚固对地脚螺栓抗拔承载力的提高作用，并将试验承载力和理论设计值进行对比，为进一步完善地脚螺栓抗拔承载力计算理论和设计方法提供参考。

1 试验概况

1.1 试件制作

试验采用足尺试件, 共9组，每组3个相同类型和相同锚固长度的锚栓构件，混凝土强度等级为C40，锚栓公称直径为M36，材质为Q345钢。光圆型、90°L型和180°J型地脚螺栓分别设置三种锚固长度。在地脚螺栓表面锚固长度的1/2处、地脚螺栓根部以及与混凝土表面接触处粘贴4到6个对称的应变片，用于测量地脚螺栓螺杆上不同位置在上拔力作用下的应变发展。采用位移传感器测量地脚螺栓杆顶部的上拔位移。所用地脚螺栓及试件浇筑样式见图1和表1。

图1 试验用地脚螺栓及应变片测点布置

螺栓型式锚固长度/mm应变片数量光圆地脚螺栓180(5d)2360(10d)4540(15d)490°L型地脚螺栓180(5d)6360(10d)6540(15d)6180°J型地脚螺栓180(5d)6360(10d)6540(15d)6

注：d为螺杆直径

1.2 加载及测试方法

试验利用电动液压千斤顶和反力架进行加载，加载装置如图2所示，反力架下口开口尺寸由地脚螺栓的锚固长度决定。电动液压千斤顶布置于反力架顶部，反力架拉杆上部用螺帽固定，加载液压千斤顶，对锚栓施加竖向上拔力。

图2 试验加载装置

加载前先对液压千斤顶进行标定。每次试验前，先预加荷载以消除构件间隙等因素所引起的误差，并让锚栓进入正常工作状态。采用力控制方法控制加载速度，先按6.45 kN 逐级递增进行分级加载，当混凝土表面与锚栓接触处出现微小裂缝时，按3.23 kN逐级递增继续加载，直至混凝土明显开裂或锚栓被明显拔出。加载大小可由力传感器直接读取，采集系统会自动记录各级荷载作用下螺栓表面应变和上拔位移。

2 试验现象及结果

2.1 试验现象

不同锚固长度的光圆地脚螺栓在上拔荷载作用下均发生了粘结破坏。当荷载加至一定值时，混凝土与地脚螺栓接触面出现微小裂缝；继续加载，裂缝进一步扩展，当加载至最大承载力时，螺栓被明显拔出，周围混凝土表面出现剥离现象，此时螺杆与混凝土间的粘结强度急剧减小，荷载-位移曲线出现明显的下降段。如图3所示。

图3 粘结破坏

锚固长度ld=5d时，90°L型和180°J型地脚螺栓的抗拔锚固试验均发生圆锥形混凝土拉裂破坏。逐级施加上拔荷载，当上拔荷载加至一定时，J型地脚螺栓根部附近混凝土出现细微裂缝，伴随轻微拔出现象；继续增大上拔荷载，混凝土突然开裂且裂缝迅速向边缘扩展。最终，当加载至极限荷载时，地脚螺栓的锚固混凝土被完全拉裂，混凝土表面有明显锥形破坏面，破坏面边缘距螺栓中心约0.9ld～1.2ld，此时，荷载-位移曲线出现明显的拐点，然后急剧下降，如图4所示。根据试验现象判断，混凝土崩裂往往是由于锚栓机械锚头附近的局部压应力较大引起的，应力破坏角约为45°，如图5所示。

图4 圆锥形混凝土破坏

图5 圆锥形混凝土锥形破坏面

锚固长度ld=10d时，90°L型和180°J型地脚螺栓在上拔荷载作用下均发生了地脚螺栓受拉屈服。当荷载加至螺栓杆屈服荷载时，螺栓会发生明显的塑性变形，此时荷载不再增加，位移会急剧增加，荷载-位移曲线会出现明显的屈服平台，如图6所示。

图6 地脚螺栓屈服破

锚固长度ld=15d时，90°L型和180°J型地脚螺栓在上拔荷载作用下均发生了地脚螺栓拉断破坏。当荷载加至螺栓屈服荷载时，螺栓会发生明显的塑性变形，继续加载，螺栓达到抗拉承载力极限，如图7所示。试验后敲碎混凝土，可观察到90°L型地脚螺栓的弯头在试验中明显被拉变形，如图8所示。

图7 地脚螺栓拉断破坏

图8 90°L型地脚螺栓弯头变形对比

2.2 地脚螺栓荷载-位移特性

试验得到的光圆地脚螺栓、90°L型和180°J型地脚螺栓的荷载-位移曲线如图9～11所示。锚栓上拔位移随着荷载增大逐渐增大；当荷载达到最大承载力时，荷载减小而地脚螺栓位移继续增大直至构件失效破坏，这是由于当混凝土发生粘结破坏或崩裂时，混凝土的强度急剧减小并迅速在外部荷载下发生破坏。相同锚固型式的地脚螺栓锚固长度越大，最大承载力越大。

图9 光圆地脚螺栓荷载-位移曲线

图10 90°L型地脚螺栓荷载-位移曲线

图11 180°J型地脚螺栓荷载-位移曲线

2.3 地脚螺栓荷载-应变分布及发展

试验得到地脚螺栓不同锚固长度部位的荷载-应变分布及发展如图12～14所示。由于混凝土与螺杆间的粘结作用，地脚螺栓在上拔荷载下螺栓杆表面应变分布不均匀，在混凝土表面处锚栓应变最大，发展较快；随锚固深度增加，应变逐渐减小，发展变慢。上拔荷载较小时，锚栓荷载-应变呈线性关系，锚栓处于弹性工作状态；随着外荷载增加，荷载-应变呈现非线性特征。锚固长度ld=10d，15d的90°L型和180°J型地脚螺栓在与混凝土表面接触处螺栓均已受拉屈服。

图12 光圆地脚螺栓应力-应变曲线

图13 90°L型地脚螺栓应力-应变曲线

图14 180°J型地脚螺栓应力-应变曲线

2.4 试验结果

根据试验情况及采集到的数据，表2给出了不同锚固型式和锚固长度的地脚螺栓抗拔承载力试验现象、最大承载力平均值、最大拔出位移及破坏形式等试验结果。

表2 地脚螺栓试验结果

注：1.表中带“*”为按ACI 318-14美国混凝土结构设计规范的计算值；

2.表中偏差为(试验破坏荷载Tu0-计算破坏荷载Tu)/试验破坏荷载Tu0

3 地脚螺栓锚固承载力分析

3.1 地脚螺栓抗拔承载力的计算方法

根据文献[6，7]和ACI 318-14美国混凝土结构设计规范的相关规定，单个地脚螺栓的抗拔承载力可以按三种破坏模式来计算：

地脚螺栓达到抗拉承载力极限、螺杆拉断：

Tu1=fyAe

(1)

式中：Ae为锚栓的有效抗拉面积；fy为锚栓的屈服强度。

基础混凝土与螺杆的粘结破坏：

Tu2=πlddft

(2)

式中：d为螺杆直径；ld为锚固长度；ft为混凝土抗拉强度。

圆锥形混凝土达到抗拉承载力极限时，童根树[6]给出了如下建议：拉应力沿混凝土破坏锥体面的分布是变化的，在埋设的最低端最大，在混凝土表面为0，取破坏面上混凝土平均抗拉应力的2/3，并视整个破坏面应力相同(这个假设得到试验证实)。采用的是水平投影面进行计算：

Tu3=0.66ftπ(ld+d0/2)ld

(3)

式中：d0为锚栓钉头的直径。

ACI 318-14美国混凝土结构设计规范则对混凝土拉裂破坏承载力计算做出了如下规定：

(4)

3.2 地脚螺栓锚固承载力对比分析

结合表2进行综合分析：

光圆型地脚螺栓的锚固试验承载力与按式(2)计算的理论承载力的比值随着锚固长度增大而不断减小，这是因为光圆型地脚螺栓的试验承载力随锚固长度增大而增大，但锚固长度越大增速越缓。而理论计算承载力随锚固长度增大呈线性增长，与试验值的差距随锚固长度增大而不断减小。因此建议在锚固长度较大时，对光圆型地脚螺栓的理论计算值予以一定折减，以保证一定的安全冗余度。

不同锚固长度的90°L型和180°J型地脚螺栓的试验承载力与按式(3)计算的理论值进行对比，当锚固长度为180 mm时，基础混凝土发生了圆锥形混凝土拉裂破坏，与按式(4)美国ACI 318-14计算的混凝土拉裂破坏承载力基本相同，试验承载力值约为理论计算值的2倍。这是因为当发生混凝土崩裂破坏时，螺栓与混凝土间已发生粘结破坏，而现有计算规范忽视了螺栓与混凝土间的粘结破坏承载力，因此显得过于保守，需要对地脚螺栓抗混凝土崩裂承载力的计算方法作进一步的优化。

当90°L型和180°J型地脚螺栓锚固长度为360 mm时，按式(3)计算的混凝土拉裂破坏承载力和由式(1)计算的地脚螺栓抗拉屈服承载力较为接近，理论上此时地脚螺栓应该发生螺杆屈服破坏，荷载继续增加，会发生圆锥形混凝土拉裂破坏。但由于浇筑的商品混凝土实测标准抗压强度比设计标号要高，因此最终构件发生了螺栓拉断破坏。试验承载力也比理论计算值要大。

当90°L型和180°J型地脚螺栓锚固长度为540 mm时，按式(3)计算的混凝土拉裂破坏承载力比由式(1)计算的地脚螺栓抗拉承载力大，因此构件发生了螺栓拉断破坏。由于螺杆钢材的强度分项系数，试验承载力要比理论承载力大一些。

4 结 论

基于上述试验研究和理论分析，可以得到如下几条结论：

(1) 锚固长度相同时，不同机械锚固型式的地脚螺栓抗拔承载力差异不大，但采取机械锚固措施的90°L型及180°J型地脚螺栓的试验承载力约为光圆型地脚螺栓的4～6倍，且机械锚固贡献率随其锚固长度的增加而减小。

(2)地脚螺栓的机械锚固型式相同时，锚固长度越小，地脚螺栓越易发生混凝土锥形破坏，抗拔承载力主要由混凝土抗崩裂承载力控制；锚固长度越大，地脚螺栓的混凝土抗崩裂承载力越大，但随着锚固长度增大，抗拔承载力由主要受混凝土抗崩裂承载力控制变为受螺杆的抗拉承载力控制。此时，地脚螺栓的抗拔承载力基本不变。

(3)当锚固长度较大时，90°L型地脚螺栓锚头受拉时容易发生变形，因此为保证工程安全需对承载力计算值予以一定折减。