双头螺柱连接镀锌u型螺栓生产厂家中国科技论文在线 钢柱脚锚栓连接抗剪性能的试验研究# 张磊，艾文超，童根树* （浙江大学土木系，杭州 310058） 摘要：我国规范规定柱脚锚栓不能抗剪，水平力剪力应由底板和混凝土基础之间的摩擦力承5 担，当水平荷载大于摩擦力时则应设抗剪键，但抗剪键的设置会给实际施工带来了许多问题。国际上许多规范允许锚栓连接参与抗剪，因此如果能够利用锚栓连接的抗剪能力，将会给施工带来很大便利。考虑实际工程中的钢柱脚锚栓连接，六角螺栓价格。开展了 5 组共 15 个试件的试验研究，对影响锚栓连接抗剪性能的各种因素进行了分析，紧固螺栓厂家最后提出了锚栓连接抗剪承载能力的设计值和极限值的计算方法。 10 关键词：锚栓连接；钢柱脚；抗剪 中图分类号：TU391 Experimental Study on the Shear Behaviour of Anchor Bolt Connections at Steel Column Base 15 ZHANG Lei, AI Wenchao, TONG Genshu (Department of Civil Engineering, Zhejiang University, HangZhou 310058) Abstract: According to the Chinese Code, the anchor bolt connection at the steel column base should avoid to resist the shear force due to wind or seismic action, and the shear force should be less than the friction between the base plate and foundation concrete, otherwise setting the shear 20 lug is necessary, which may bring a lot of difficulties to the construction. If the contribution of the anchor bolt connection in resisting shear force can be utilized, these difficulties due to setting of the shear lugs in construction may be overcame, as the capacity of such an anchor blot connection in resisting shear force is considered in some codes. The shear behaviour of the anchor bolt connection is experimentally studied using 15 specimens in 5 series. The results are discussed in 25 details with the key factors highlighted. Solutions for such a connection in shear are presented both for the design load and ultimate load. Keywords:anchor bolt connection; steel column; shear load 0 引言 30 我国规范（GB50017-2003）[1]规定柱脚锚栓连接不宜承受柱底的水平力，而应由底板和混凝土基础之间的摩擦力或设置抗剪键承担。抗剪键的设置需要在基础上设预留槽，待柱安装就位后进行二次灌浆和养护，这给实际施工带来了许多困难[2]。国际上许多规范[3-7]允许锚栓连接参与抗剪，因此利用锚栓连接的抗剪能力完全有可能。本文中“锚栓”指的是锚栓或者锚杆本身，而“锚栓连接”特指由锚栓、混凝土、柱脚底板、垫板以及螺母组成的整个连接35 系统。在剪力的作用下，锚栓连接的破坏形式主要可分为基础混凝土的破坏和锚栓自身的破坏[8]，前者应在设计时通过构造措施或配筋予以避免[2,9]，本文将主要针对由锚栓强度控制的锚栓连接的抗剪强度。 为了便于柱子的安装就位，石化不锈钢六角螺栓。实际柱脚底板的锚栓孔明显大于锚杆（前者的直径可能为后者的 1.5 倍～2 倍[10,11]），而垫板的孔径较小（一般比锚栓直径大 2mm左右），待安装完成40 后将垫板周边与柱脚底板满焊，以固定柱脚底板（图 1）。石化不锈钢双头螺栓，在底板高度范围内锚杆与柱脚底板的孔壁一般不接触，而在剪力作用下锚栓一侧的混凝土会发生受压破碎，高强度螺栓的连接是什么，因此剪力会使这一段距离内的锚栓产生弯矩；在受荷情况下柱脚底板会对基础混凝土产生约束作用，因此柱 基金项目：高等学校博士学科点专项科研基金资助课题（8） 作者简介：张磊，紧固螺栓厂家(1978-)，男，副教授，主要研究方向：钢结构和组合结构中国科技论文在线脚底板中的锚栓连接与孤立锚栓连接（指仅有锚栓和基础混凝土组成的系统）又有所不同。 45 图 1 实际锚栓连接示意图 Fig.1 Schematic diagram of bolt connection used in practice 目前对锚栓连接的抗剪性能的研究大多针对脆性破坏的锚栓连接[12]，或是孤立锚栓（即仅为预埋于混凝土的锚栓）的受力性能[13-16]，仅有少量考虑了柱脚底板的约束作用[7,17]，但50 由于他们的研究对象主要为预埋件节点，所以采用的锚栓较小、锚栓的螺母下面仅有普通垫圈而无垫板（图 1）。于安麟等[9,18,19]曾对柱脚的整体抗剪承载力进行过分析，但其中没有考虑垫板和底板大锚栓孔的影响。国际上许多规范[3-7]尽管提供了锚栓连接抗剪性能的计算方法，但是它们并不能考虑钢柱脚锚栓连接的实际情况（图 1）。因此，本文将考虑实际工程中大量使用的钢柱脚锚栓连接的主要特点，对锚栓连接的抗剪性能进行研究。 55 1 试验概况 (a) 示意图 (b) 照片 图 2 试验装置图 Fig.2 Test set up 60 为研究锚栓连接的受剪性能，本试验采用如图 2 所示的试验装置。其中，试件混凝土块的两侧各有 2 根锚栓与各自的槽钢底座连接，槽钢底座置于钢结构底座之上，用以模拟钢柱脚的底板，竖向荷载通过千斤顶施加于混凝土块的顶部。在混凝土的顶部和底部的 8 个角点分布布置位移计，7字预埋螺栓生产厂家用以测定各测点相对于槽钢底座的相对竖向位移。在试验中，通过测定混65 凝土块顶部的压力和各测点的位移来考察锚栓连接的抗剪性能。 中国科技论文在线 试件示意图 Fig.3 Details of specimen 70 1.1 试件参数 (a) (b) (c) 图 4 混凝土块配筋示意图 Fig.4 Distributions of reinforcements 75 如图 2 所示，每一试件包括 1 个混凝土块、4 根完全相同的锚栓、2 个槽钢底座和 1 根用于固定的圆钢拉条。其中，混凝土块的尺寸为 600mm(宽)x900mm(高)x300mm(厚)，图中未标出混凝土块垂直于纸面的厚度 300mm，混凝土的设计强度为 C30，采用商品混凝土。为了防止混凝土块本身的破坏，混凝土块中配有钢筋笼，钢筋为一级钢10，配筋详图见图80 4。u型螺钉螺栓其中，水平方向钢筋的位置考虑了锚栓的竖向位置而定。 试件槽型钢底座的材质选用 Q345B。因混凝土块中左右预埋锚栓存在 50mm 的竖向位置差异，国标石化不锈钢双头螺柱，因此每个试件左右槽型钢底座的开孔位置以及总长存在 50mm 的差异（图 5）。槽型钢底板的厚度代表钢柱脚的底板厚度，考虑实际情况底板上的锚栓孔比锚栓的直径大许多。在螺母和底板之间垫板的孔径比螺栓的名义直径大 2mm。在本试验中，由于锚栓的定85 位精度可以保证，为了减小现场安装工作量，垫板与底板之间的焊接在工厂加工时就已经完成。需要说明的是，试验中采用 20mm 和 30mm 两种底板厚度（图 5a,b），u型螺栓规格大全其中 30mm 厚 中国科技论文在线mm厚度的底板上焊接一块孔径相同的 10mm厚度的钢板来实现（图 6c）。 90 (a) 左肢正面 (b) 左肢侧面 (c) 右肢正面 (b) 右肢侧面 图 5 槽型钢底座 Fig.5 C-shaped steel base 95 (a) 20mm 底板 (c) 30mm 底板 (c) 30mm 底板局部加厚 图 6 焊接槽型钢底座 Fig.6 Photo of C-shaped steel base 100 (a) M20 (b) M24 (c) M30 图 7 锚栓详细尺寸 Fig.7 Dimensions of bolts 底板 10mm 加焊钢板 垫板满焊 中国科技论文在线试验采用锚栓的材质选用 Q235 和 Q345，直径分别为 20mm(Q235)，24mm(Q345)和105 30mm(Q235)，其尺寸和螺纹长度如图 7。石化专用双头螺栓厂家，因加载过程中锚栓主要承受剪力，故埋于混凝土中的锚栓端部未做锚固处理。在试件混凝土浇筑时，保证混凝土界面位于锚栓的螺纹处，埋深满足《混凝土结构设计规范》[20]中抗剪预埋件规定。 表 1 试件组和试件编号 110 Tab.1 Specimens ID 试件组 试件 d(mm)d0(mm)tp(mm) M20D32T20 T4A，T4B，T4C20 32 20 M24D36T20 T2A，紧固螺栓厂家T2B，T2C24 36 20 M24D42T20 T3A，T3B，TC 24 42 20 M20D36T30 T1A，T1B，T1C24 36 30 M30D42T20 T5A，T5B，组合螺丝的硬度标准是怎么划分的T5C30 42 20 本文进行了 5 组，每组 3 个相同的试件，共 15 个试件的试验研究，各组试件具体尺寸见表 1。其中，螺栓批发紧固件不锈钢螺丝螺丝批发新城定制，d 为锚栓直径，d0 为底板的开孔直径，tp 为底板厚度。表 1 中，试件组的名称由锚栓直径、底板孔直径和槽型钢底座厚度共同决定，比如 M20D32T20 表示螺柱标准锚栓的直径115 为 20mm，底板孔的直径为 32mm，底板的厚度为 20mm。各试件的垫板中锚栓孔的直径均为 d+2mm，垫板的厚度均为 20mm。 1.2 材料性质 依据 GB/T50081-2002[21]，在进行混凝土块浇筑的同时制作了 4 个混凝土轴心抗压标准试件，其中 3 个试件用于测定 28 天龄期混凝土的轴心抗压强度，一个试件用于试验后期观120 察混凝土轴心抗压强度变化。不锈钢紧固件螺栓试件采用标准尺寸 150mm×150mm×150mm。标准试块与试件混凝土块采用相同的养护条件，抗压强度值见表 2，其测试方法按照 GB/T50081-2002[21]的相关规定。u型螺丝生产厂需要说明的是，C4 的 103 天龄期试验值要大于 28 天龄期平均值试验值约 20%，这并不能表明 103 天龄期与 28 天龄期混凝土强度的实际比例，u型螺钉螺栓因为 103 天龄期的试块仅为一件，存在一定的离散性。表 3 给出了各试件的加载测试时间对应的混凝土龄期，以供参考。 125 表 2 混凝土标准试块的抗压强度试验值 Tab.2 Results of concrete coupon tests 试件编号 荷载值(kN)抗压强度(MPa)平均值(Mpa)备注 C1 724 32.17 C2 772 34.31 C3 702 31.23 32.56 28 天龄期 C4 848 37.69 103 天龄期 试验采用的锚栓共 3 种，其材性试验按照 GB/T228-2002[22]的规定。分别选取同批锚栓130 各 3 根，用机械加工成标准试件尺寸（如图 8），试件原始标距 70mm，引伸计的标距 50mm。在标准加载条件下，锚栓材性试验结果如下表 4。 (a) 尺寸 (b) 照片 图 8 锚栓材性试验标准试件 135 Fig.8 Details of specimens for coupon test 中国科技论文在线 各试件加载时混凝土龄期 Tab.3 Age of concrete in test 140 试件编号加载时混凝土龄期（天）试件编号加载时混凝土龄期（天） T1A 103 T3C 50 T1B 104 T4A 69 T1C 105 T4B 90 T2A 65 T4C 91 T2B 88 T5A 96 T2C 89 T5B 98 T3A 46 T5C 99 T3B 48 表 4 锚栓材性试验结果 Tab.4 Results of coupon tests on bolt material 试件 编号 弹性模量 E (N/mm2) 屈服强度 fy(N/mm2) fy平均值(N/mm2) 抗拉强度 fu (N/mm2) fu平均值 (N/mm2) M20-1 211.0 255 390 M20-2 211.4 285 430 M20-3 207.0 280 273.3 415 411.7 M24-1 216.8 360 535 M24-2 216.2 365 535 M24-3 208.9 365 363.3 535 535 M30-1 217.1 298 454 M30-2 214.8 295 452 M30-3 215.5 295 296 453 453 1.3 试验加载方案 145 待试件安装完成后，首先进行预加载304外六角螺丝厂家u型内膨胀螺丝其目的在于检查各仪器的工作状态，同时消除试件各部分之间的空隙，对试件进行进一步对中。根据估计的承载能力，预加载的荷载值约为10kN。在预加荷载下读取各位移计的读数，对试件进行物理对中。根据物理对中的情况，预加载可能反复多次。 正式加载根据估算的承载能力进行分级加载，同时在加载过程中根据实际情况进行调150 整。加载初期由荷载控制，根据采集的荷载和位移数据对试件的变形进行跟踪，在加载的后期，变形明显加大，此时加载由位移控制。每一级荷载施加完成后，待荷载和位移值基本保持稳定时进行该荷载步的数据采集。 2 结果与分析 试件的典型荷载-位移曲线 中纵坐标为千斤顶所加的荷载值，来自压155 力传感器的读数，横坐标为位移计的读数，为所有 8 个位移计的平均值。由于进行了预加载，在正式加载时荷载和位移从一开始就同步增长。在实验中，除了发生冲切破坏试件加载末期的上端位移计读数要小于下端的值，六角头螺栓生产厂家其它试件上下位移计读数之间没有明显差异。 中国科技论文在线CB荷载 (kN)竖向位移(mm)A 图 9 典型荷载-位移曲线 Typical load-displacement curve of specimens (Specimen T3B) 整个加载过程的荷载-位移曲线存在 A 和 B 两个转折点，受力状态可以大致分为 0A、AB 和 BC 这 3 个阶段。在 0A 阶段，各锚栓首先发生弹性变形，随着荷载的增大，在弯矩较大的截面逐步进入塑性状态，此过程中锚栓周边受压一侧的混凝土可能发生轻微的压碎165 （图 10a）；在 AB 阶段，锚栓的变形快速发展，锚栓周边的混凝土发生明显压碎（图 10b），u型螺栓厂家直至柱脚底板锚栓孔壁下沿与锚栓接触；在 BC 阶段，锚栓的塑性变形以及锚栓周边混凝土压碎进一步加剧，u型螺栓规格大全锚栓一侧和底板的锚栓孔壁下沿开始接触，两者由于强烈的挤压而发生变形，使得接触处底板下沿和锚栓部分金属被挤掉，底板下沿部分嵌入锚杆（见图 11）。由于这种嵌入变形且此处一般为锚栓的螺纹区域，高强度u型螺栓。底板和锚杆之间形成强大的摩擦力和嵌固作170 用，阻止锚栓与底板之间发生竖向的相对滑动。因此，以底板与锚栓接触处为界，锚栓上下部分的受力开始分化。接触点以上部分锚栓承受的荷载基本保持不变（甚至减小），总荷载的增长以及锚栓连接的水平变形主要来自下部分锚栓的贡献。在这一阶段，较大的水平位移导致锚栓发生轴向拉长，从而使得整个底板受到锚栓的拉力，这一拉力引起的底板与混凝土之间的摩擦力可抵消部分外剪力的作用。最后，与底板接触处锚栓发生剪切破坏。对于整个175 锚栓连接来说，A 点和 C 点对应的荷载对锚栓的受力性能具有重要意义，下文将这两个荷载作为各试件的代表荷载进行分析。 表 5 列出了各试件的主要试验结果，其中 VA为荷载-位移曲线）的转折点 A 点对应的荷载值，A为其对应的竖向位移值；VC为极限荷载值，C为对应的竖向位移值。由于部分试件在 A 点附近荷载位移曲线的比较圆滑，因此表中 VA统一取为 A 点附近荷载-位移180 曲线斜率最小时的荷载值。 (a) 0A阶段 (b) AB 阶段 (c) BC 阶段 图 10 三个阶段锚栓连接变形示意图 Fig.10 Deformations of bolt connection of three loading stages 185 中国科技论文在线 主要试验结果 Tab.5 Test results 试件组编号 试件编号 VA (kN) A (mm)VA平均值(kN) VC (kN) C (mm) 主要破坏模式 T1A 193 3.80 581 23.79LT1 和 LT2 剪断 T1B 178 5.37 507 19.35RT2 剪断 M24D36T30 T1C 146 3.47 172.3 557 21.35RT1 和 RT2 剪断 T2A 250 4.48 590 25.75混凝土块冲切破坏：LT1周边混凝土出现裂纹，接着 RT1 周边出现裂纹T2B 230 4.57 605 25.7 混凝土块冲切破坏：LT1周边混凝土出现裂纹，螺纹紧固件的松动是造成高接着 RT1 周边出现裂纹M24D36T20 T2C 230 5.63 236.7 560 19.56混凝土块冲切破坏：LT1周边混凝土出现裂纹 T3A 238 4.45 555 22.34LT2 剪断 T3B 221 5.43 584 23.91RT2 剪断 M24D42T20 T3C 221 3.89 226.7 612 25.97混凝土左侧出现裂纹，接着 RT2 剪断 T4A 88 2.28 343 20.75RT1 和 RT2 剪断 T4B 96 2.13 253 18.12RT1 和 RT2 剪断 M20D32T20 T4C 114 3.50 86.7 269 15.49LT2 剪断 T5A 307 6.47 623 23.83混凝土块冲切破坏：RT1周边混凝土出现裂纹，之后扩展 T5B 259 3.86 550 16.40LT2 剪断 M30D42T20 T5C 276 6.65 292.7 617 21.35混凝土块冲切破坏：RT1和 LT1 周边混凝土出现裂纹，之后扩展 2.1 破坏模式 190 (a) 右侧面 (b) 左侧面 图 11 锚栓剪断破坏模式（T3B 试件） Fig.11 Failure mode of bolt (Specimen T3B) 195 表 5 中还给出了各试件的破坏模式，高铁螺栓生产厂家主要有锚栓剪断和混凝土冲切破坏这两种破坏模式。表中锚栓的编号见图 3 所示。其中，冲切破坏主要是由于混凝土块的配筋不足引起的， 中国科技论文在线从表中的数值可以发现混凝土块抗冲切的承载力约为 600kN。这种破坏模式并不是试验研究的主要目的，但是由于发生破坏时锚栓连接已经发生了很大的变形，且已经接近/达到其极200 限承载能力，因此并不影响本文的主要结论。异型件螺栓 如图 11 所示，石化高强度外六角螺栓！锚栓在剪力作用下发生很大的塑性变形，每个锚栓周围的混凝土的受压侧和两侧面压碎，受拉侧与锚栓脱开。与底板孔下边沿接触处，锚栓发生了明显的局部嵌入变形，当锚栓发生剪切破坏时，发生嵌入变形的面就成为剪断面。典型的混凝土块冲切破坏模式如图 12 所示，可见钢筋发生屈服，双头螺栓，八字形斜裂纹在混凝土块中的发展是破坏的主要原205 因。 图 12 混凝土块冲切破坏（T5A） Fig.12 Failure mode of concrete block (T5A) 210 2.2 主要影响因素 从表 5 可以看出，所有试件破坏时均达到了可观的水平变形 C（18.12mm-25.97mm），说明锚栓连接在剪力的作用下具有良好的延性和变形能力。各试件 A 点的水平位移一般小于 5mm。 童根树[2]认为底板的大孔径导致锚栓周边混凝土的表面处于无约束状态，在锚栓受剪时215 易破碎，且认为破碎面的角度约为 45 度，即破碎的深度约为(d0-d)/2。考虑这个破碎深度，将锚栓等效成为两端固接，长度为 tp+(d0-d)/2 的杆件模型，求解锚栓在剪切和弯曲联合作用下的极限荷载。由于这种情况下，锚栓受到的最大弯矩值对极限荷载的具等长双头螺柱有重要影响，因此从这一观点出发对于同一直径的锚栓底板孔径的大小是影响锚栓连接抗剪性能的重要因素之一。本试验中对每个试件破坏时混凝土压碎的尺寸进行了测量，怎么安全使用高强度螺栓，其中两组仅底板孔径不同220 的试件 M24D36T20（底板孔径 36mm）和 M24D42T20（底板孔径 42mm）的结果如表 6。从表 6 可以看出，这两组试件锚栓破坏时受压侧混凝土的破碎深度H 的平均值分别为 4.7mm和 7.0mm，与根据(d0-d)/2 的计算值 6mm和 9mm 相比比较接近。需要说明的是，如表 6 注，表中的压碎区域测量值可能存在一定误差。考察表 6 中的 L 值可以发现，两组试件混凝土受压区的压碎宽度 L-d 分别为 53.6mm 和 47.5mm，要大于压碎后各自锚栓受压侧的混凝土225 自由表面宽度(d0-d)/2+C（大小分别为 29.67mm和 33.07mm），这可能由于加载后期表面混凝土受到锚栓挤压作用破碎较为严重。需要指出的是，此处对混凝土破碎尺寸的测量均为试件破坏时（即 C 点）的值，对于试件 A 点对应状态的情况，不得而知。u型螺丝生产厂 图 12 对采用 M24 锚栓的三组试件的平均荷载-位移进行了比较，图中每一曲线分别来自各自三个试件荷载位移曲线的平均值。由于平均化的关系，各曲线B），A和B两个转折点不是很明显。对比图12中M24D36T20和M24D42T20两条平均的荷载位移-曲线可以发现，底板锚栓孔的直径对荷载位移-曲线的影响主要体现在BC 段，且比较明显，高铁螺栓生产厂家但这一因素对极限承载能力相差不大（表 5）国标热镀锌地脚螺栓厂家这是因为锚栓连接第 中国科技论文在线二阶段的荷载增长主要是发生在底板孔边与锚栓接触之后，高强度双头螺栓的机械性能分析，u型螺栓规格大全因此底板锚栓孔越大，接触时对应的位移越大，国标石化35CrMoA六角螺栓，但是极限承载要有锚栓的抗剪能力相关，与接触的先后关系不大。 235 0200 M24D36T30 M24D36T20 M24D42T20荷载 (kN)竖向位移(mm) 图 13 M24 锚栓试件组荷载位移-曲线 Load-displacement curves of specimens with M24 240 表 6 锚栓周边混凝土破碎(mm) Tab.6 Dimensions of concrete bearing failure around bolt (mm) M24D36T20 M24D42T20 锚栓 标号 T2A T2B T2C 平均值 T3AT3BT3C 平均值 图示 RT1 4.6 4.3 5.2 7.7 5.5 7.7 RT2 4.4 2.9 3.6 6 7 6 LT1 5.5 5.3 6.5 8.1 7.6 8.1 LT2 H 4.6 3.9 5.3 4.7 6.1 8 6.1 7.0 RT1 57.6 100 53.1 54.270.354.2 RT2 92 58.2 55.1 60.458.360.4 LT1 98.3 109.6 63.2 55.364.455.3 LT2 L 106.2 47.3 90.6 77.672.360.272.3 61.5注： 1. 测量之前用软毛刷配合吹气对压碎区域进行清理； 2. 受深度千分尺的端头尺寸限制和锚栓弯曲的影响，以及测量时孔清理程度的影响，H 测量值存在一定误差（偏小）。 245 比较图 13 中两组仅底板厚度不同的试件 M24D36T30（底板厚度 30mm）和 M24D36T20（底板厚度 20mm）可以发现，底板厚度对锚栓连接的初始抗剪刚度有较明显的影响，这是因为初始刚度和锚栓在剪力作用下的弯曲变形有关（参考表 6 中图示），底板越厚，锚栓在垫板和混凝土表面之间的受弯长度越长，使得其抗弯刚度减小明显，同时导致在相同剪力下250 混凝土表面附近的锚栓弯矩增大，锚栓提早进入屈服，在荷载-位移曲线上使第一个转折点（A 点）对应的荷载明显降低。但是，u型螺栓。当锚栓和底板孔下边沿接触后，其强度发展较快，双头螺栓服务，但极限承载能力略小于其它两组 M24 试件（底板厚度 20mm）。因此，不锈钢紧固件螺栓底板厚度对锚栓连接抗剪的两个特征荷载均有影响，但对于 A 点的荷载影响比较明显，使用防盗螺丝需要注意些什么，对 C 点的影响略小。这也说明，A 点对应荷载对受到的最大弯矩值比较敏感。u型螺钉螺栓总的来说，底板越厚，锚栓连接的抗255 剪性能越差。 中国科技论文在线需要说明的是，尽管进行了与304六角头螺丝加载，但是并不能保证在正式加载开始时每个锚栓与各自的垫板孔壁均已经接触，7字预埋螺栓生产厂家这是由于试件各锚栓与垫板孔间的相对位置存在差异，因此接触有先后，高铁螺栓生产厂家并且使得在整个加载过程中各锚栓受到的剪力略有差异。 2.3 抗剪承载能力设计值与极限值 260 如前文所述，从试验试件的荷载-位移曲线可以看出，试验考察的锚栓连接具有两个抗剪承载能力特征荷载，那么在实际工程中如何确定这类锚栓连接的设计荷载？根据破坏模式，锚栓连接的抗剪性能的控制因素主要有混凝土强度和锚栓强度。当由锚栓强度控制时，目前主要存在两种基本观点[8]：一种观点认为剪力的传递由锚栓和底板孔壁之间的接触实现；另一种假定在剪力作用下，水平变形使得锚栓发生轴向拉长，从而导致底螺柱规格板和混凝土表265 面之间产生较大压力，因此认为剪力的传递主要是通过底板和混凝土表面之间的摩擦力承受。下面对几种典型的计算方法进行介绍，为了便于比较在下文中均不考虑材料和荷载的分项系数。 按照前面一种观点可知，锚栓连接的强度主要由锚栓的抗剪强度控制，这一观点被部分文献所采用，尽管有些文献并没有明确说明。在下文中，如不特别说明，六角头螺栓生产厂家锚栓连接的强度均270 针对单个锚栓连接。于安麟[9]根据柱脚整体抗剪承载力试验，得到单个锚栓连接的抗剪强度为： bveVf A= (1) 其中vf 为钢材的剪切屈服强度，不锈钢紧固件螺栓可由3yvff =得到vf ，为钢材的屈服强度；eA 为锚栓的有效截面面积；对于本文研究的低位锚栓取=0.65。李德滋[23]提出锚栓连接的抗剪承275 载力设计值为： bveVf A= (2) 需要说明的是，李德滋[23]取材料的抗剪强度为 130N/mm2，与 Q235 钢材抗剪强度vf（135.7N/mm2）相当，考虑存在其它材质的锚栓，因而本文统一取为材料的剪切屈服强度。u型螺丝生产厂Klingner[16]等认为当锚栓钢材的应力-应变曲线存在屈服平台时同样可采用（2）式用以计算280 锚栓连接的抗剪承载能力设计值。 欧洲规范 ETAG-001[6]根据各种情况采用不同的计算方法，对于本文研究的锚栓连接（锚栓上端不能转动，剪力作用点与混凝土顶面之间存在空隙或者软弱层）用下面公式计算： .MRk sbMVl = (3) 其中取 285 0.5pldt=+ (4a) M=2.0 (4b) .Rk sM=1.2eluWf (4c) 332eldW= (4d) 将式(4a)-(4d)代人式(3)得： 290 中国科技论文在线eluRk spWfVdt×=+ (5) 需要注意的是，在求力臂 l 时，技术知识！（4a）式中认为剪力的作用点位于垫板的底面。从（3~5）式可以看出，ETAG-001 的方法主要考虑锚栓受到的最大弯矩作为确定剪切荷载设计值的主要依据。紧固螺栓厂家 按照后面一种观点可得，锚栓仅承受拉力的作用，因此锚栓连接抗剪承载力主要由锚栓295 的抗拉强度控制： beuVA f= (6) 其中euA f 为锚栓的极限拉力值，为底板与混凝土的摩擦系数，需要注意的是，这个摩擦系数要大于考虑柱脚摩擦力抗剪时取的摩擦系数值（通常为 0.4）：美国规范 UBC97[5]取=0.75；加拿大规范 CSA[7]和美国 ACI318R[3]取=0.6（其中1.9uyff且小于 860Mpa）；300 美国 ACI349-97[4]则=0.70，35CrMoA双头螺栓与8.8级双头螺栓的区别，且用锚栓的名义面积 A 代替（6）式中的有效面积 Ae；Klingner[16]等也采用（6）式作为当钢材的应力-应变曲线无屈服平台时锚栓连接的抗剪承载能力设计值的计算公式，其中取=0.675，且用名义面积 A 代替（6）式中的有效面积 Ae。 表 7 各类锚栓抗剪公式比较 305 Ta六角螺栓规格表b.7 Solutions for bolt connections 文献 表达式 锚栓极限状态 备注 于安麟[18] 0.65vef A 锚栓剪切屈服 仅受压区锚栓抗剪 李德滋[23] vef A 锚栓剪切屈服 Klingner[8] 0.58yef A 锚栓剪切屈服 钢材应力-应变曲线有屈服平台 ETAG-001[6] 2 1.20.5elupWfdt×+锚栓受弯 剪力与混凝土表面间有一定厚度空隙或软弱层；锚栓上端不能转动 UBC97[5] 0.75uef A 锚栓拉断 ACI349[4] 0.7uf A 锚栓拉断 ACI318R[3] 0.6uef A 锚栓拉断 1.9uyff且小于 860Mpa CSA[7] 0.6uef A 锚栓拉断 1.9uyff且小于 860Mpa Klingner[16] 0.675uf A 锚栓拉断 钢材应力-应变曲线无屈服平台 从上面各种方法可以看出，只有 ETAG-001[6]的方法可以考虑柱脚底板对锚栓连接承载能力的影响。许多规范（如 ACI349-97[4]，ACI318R[3]，CSA[7]，UBC97[5]）将锚栓的抗剪承载能力与锚栓钢材的极限强度挂钩，六角头螺栓生产厂家而非屈服强度，这是由于美国包括加拿大常用的锚栓材310 质与中国的有所区别，他们采用的锚栓材质通常没有明显的屈服点，并且这些公式基于的试验研究绝大多数为单根锚栓的剪切试验，并没有底板大孔等因素考虑在内。因此，他们试验得到的锚栓连接的荷载-位移曲线 不同，没有中间位移增长较快的 AB 段。对于本文研究的锚栓连接，作者认为应取各试件荷载-位移曲线 A 点对应的荷载作为锚栓连接抗剪承载力的设计值（图 9），以避免达到设计荷载时锚栓连接的水平变形过大。 315 在剪力作用下，底板与混凝土压碎深度范围内的锚栓承受弯矩和剪力的共同作用，但是本文通过两端固支梁的简单有限元模型分析表明，A 点位移的急剧增长主要是由于锚栓端截面弯曲塑性铰的形成，异型件螺栓这也就是说此时锚栓中的弯矩起着控制作用，这也是欧洲规范 中国科技论文在线）式的主要依据。因此，本文将底板与混凝土压碎深度范围内的锚栓端部截面形成弯曲塑性铰作为锚栓连接抗剪荷载设计值的极限状态。如上文所述，在320 荷载-位移曲线的 A 点可能发生锚栓受压侧混凝土的破碎，在水平剪力一定的情况下，破碎深度与锚栓端部的最大弯矩值相关。假定此时锚栓受压侧混凝土的破碎很轻微，破碎深度与柱脚底板相比可以忽略，可得： max2pV tM= (7) 其中maxM为底板与混凝土压碎深度范围内的锚栓承受的最大弯矩值。 325 PypMfW= (8) 上式中pM 锚栓的全塑性弯矩值，pW 为锚栓的塑性抵抗矩，为 316peWd= (9) 由 (7)-(9)式，可得此假定下的锚栓连接抗剪承载能力设计值 VD1： 313yeDpfdVt= (10) 330 如假定在荷载-位移曲线的 A 点，锚栓受压侧混凝土破碎明显，取混凝土的压碎深度为(d0-d)/2，此时锚栓受到的最大弯矩值为： ()0max22pVtddM⎡⎤+⎣⎦= (11) 按照同样的步骤，可得这种假定下的锚栓连接抗剪承载能力设计值 VD2： ()32032yeDpfdVtdd=⎡⎤+⎣⎦ (12) 335 从表 8 可以看出，试件 T1A-T4C 的试验值与式(10)的结果比较吻合，而明显大于式(12)的结果。空心六角螺栓但是，试件 T5A-T5C 的试验值与式(12)的结果比较吻合，而明显小于式(10)的计算结果。从式(10)和式(12)的假定可以推测，对于试件 T1A-T4C，在荷载-位移曲线的 A 点，锚栓受压侧混凝土的压碎并不明显，但是对于试件 T5A-T5C，在 A 点对应荷载的作用下，锚栓受压侧的混凝土发生了明显的压碎。鉴于受压侧混凝土的受力较为复杂，u型螺栓规格！压碎时的荷载难340 以精确计算，而且在实际工程中，由于侧向荷载，特别是风荷载的反复作用下，锚栓周围混凝土的破碎情况可能要比试验条件下严重，因此本文建议在实际工程可偏安全地取式(12)的结果作为锚栓连接抗剪承载能力的设计值。 表 8 还列出了本文介绍的其它方法的计算结果。可以看出，于安麟的方法由于不能考虑底板厚度的影响，仅在某些情况下结果与试验值比较符合；李德滋[23]和 Klinger[16]方法（2）345 式的结果总体偏大；ETAG[6]方法的结果对于试件 T1A-T4C 比较符合，但是对于试件T5A-T5C 偏大。表 8 中还列出了基于锚栓极限拉力的几种方法得到的结果，与试验的极限荷载相比，ACI349[4]和 Klinger[16]的结果偏大，ACI318R[3]和 CSA[7]的结果偏小，相对来说UBC[5]的结果与试验值较为接近。u型内膨胀螺丝 表 8 中还列出了取（6）式中=0.58 和=0.7 时的计算结果（Vu,0.58）和（Vu,0.7），前350 中国科技论文在线者为锚栓极限剪应力对应的荷载值，可以发现试验结果要明显大于这一结果。高铁螺栓生产厂家与试验的极限荷载相比，本文试验的结果与 Vu,0.7吻合较好，这可以看出当锚栓水平变形较大时，锚栓中的拉力引起的底板与混凝土之间的摩擦力对锚栓连接的极限抗剪承载力有明显的作用，从而在使用（6）式时可取系数0.58，这与文献[16]对孤立锚栓的抗剪性能试验吻合。本文建议锚栓连接抗剪承载能力的极限值可用式(6)取=0.7 进行估算。u型内膨胀螺丝 355 3 结语 本文共进行了 5 组共 15 个试件的锚栓连接抗剪性能的试验研究。根据实际工程中大量使用的钢柱脚锚栓连接的形式，试验主要考虑了锚栓的直径大小、柱脚底板锚栓孔的直径大小以及柱脚底板的厚度对锚栓连接抗剪承载能力的影响。根据试验的结果，本文提出了锚栓连接抗剪承载力设计值的计算方法，空心六角螺栓同时也对抗剪极限承载力的极限值也提出了建议计算方360 法，用以了解强度储备。本文的研究主要有以下几个主要结论： （1）工程中大量使用的锚栓连接可以用以承担结构的水平荷载； （2）本文研究的锚栓连接的抗剪荷载-位移曲线具有两个明显的转折点，呈现三阶段、两个特征荷载的特点，其中第二阶段位移急剧增大，因此应将荷载-位移曲线的第一转折点对应的荷载作为锚栓连接的抗剪承载能力设计值，可由(12)式计算得到； 365 （3）柱脚底板的厚度对锚栓连接的抗剪承载能力设计值和初期刚度有重要影响，厚度越大，设计值和刚度越小； （4）柱脚底板的锚栓孔对锚栓连接的抗剪承载能力设计值和初期刚度基本没有影响，但是会对荷载-位移曲线中的第二阶段和第三阶段产生影响； （5）在混凝土强度得到保证的前提下，锚栓连接抗剪承载能力的极限值主要有锚栓自370 身抗剪强度有关，u型螺栓空心六角螺栓可取=0.7 由(6)式得到。 [参考文献] (References)[1] GB50017-2003. 钢结构设计规范[S]. 北京：中国计划出版社, 2003 [2] 童根树. 钢结构设计方法[M]. 北京：中国建筑工业出版社, 2007. 375 中国科技论文在线] ACI 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中国科技论文在线 钢柱脚锚栓连接抗剪性能的试验研究# 张磊316外六角螺丝艾文超，童根树* （浙江大学土木系，杭州 310058） 摘要：我国规范规定柱脚锚栓不能抗剪，水平力剪力应由底板和混凝土基础之间的摩擦力承5 担，u型螺栓规格，当水平荷载大于摩擦力时则应设抗剪键，但抗剪键的设置会给实际施工带来了许多问题。国际上许多规范允许锚栓连接参与抗剪，因此如果能够利用锚栓连接的抗剪能力，将会给施工带来很大便利。高强度双头螺栓考虑实际工程中的钢柱脚锚栓连接，7字预埋螺栓生产厂家开展了 5 组共 15 个试件的试验研究，对影响锚栓连接抗剪性能的各种因素进行了分析，最后提出了锚栓连接抗剪承载能力的...304六角螺栓全螺纹螺柱