钢柱脚锚栓连接受剪性能试验研究.pdf

建筑结构学报Journal of Building Structures 第 33 卷 第 3 期 2012 年 3 月 Vol. 33No. 3Mar． 2012 011 文章编号 1000-6869 2012 03-0080-09 钢柱脚锚栓连接受剪性能试验研究 艾文超 1，童根树1，张 磊 1，干 钢 2，沈 金 2 1． 浙江大学 土木工程系，浙江杭州 310058; 2． 浙江大学建筑设计研究院，浙江杭州 310027 摘要 对锚栓连接受剪性能进行试验研究， 制作了5 组共15 个试件， 考虑了锚栓的直径、 柱底板厚度和底板锚栓孔径与锚栓 直径之差的影响。锚栓连接受剪试验的荷载- 位移曲线呈现 2 个转折点， 可近似分为 3 个阶段 弹性阶段、 滑移阶段和强化 阶段， 以锚栓基本形成塑性铰与锚栓孔壁和锚栓顶紧两个状态作为分界点。试验结果表明， 柱底板厚度越大， 锚栓连接受 剪承载力设计值和界面抗滑移刚度越小; 锚栓孔径和锚栓直径之差对滑移阶段的长度有显著的影响， 对承载力影响较小。 以试验荷载- 位移曲线的第一转折点对应的荷载作为锚栓连接的受剪承载力设计值， 提出了计算式， 同时提出锚栓连接极限 承载力的计算公式。 关键词 锚栓连接;柱脚;静力试验;受剪承载力;滑移 中图分类号 TU391. 02TU317. 1文献标志码 A Experimental study of shear behavior of anchor bolt connections at steel column bases AI Wenchao1，TONG Genshu1，ZHANG Lei1，GAN Gang2，SHEN Jin2 1． Department of Civil Engineering，Zhejiang University，Hangzhou 310058，China; 2． Architecture Design ＆ Research Institute of Zhejiang University，Hangzhou 310027，China AbstractThis paper reports an experimental study on shear behavior of anchor bolt connection at column bases． Totally 15 specimens in 5 groups were tested where the bolt diameter，the thickness of base plates and difference between diameters of the bolt hole at base plate and bolt were varied． The load- slip curves typically show two characteristic loads，respectively corresponding to the states of the ation of plastic hinges in the bolts and the contact between the bolt holes and bolts． Considering the two characteristic loads，the loading history may be divided into 3 stagesthe elastic，slipping and hardening stages． The results indicate that the shear strength and slipping stiffness of the connections are significantly reduced with the increase of the thickness of base plate． The size of the bolt hole has significant effect on the stiffness and duration of the slipping stage while slight effect on the shear strength． A solution is then presented for the calculation of the shear strength of the anchor bolt connections considered in this paper，based on the first characteristic load on the test load- slip curves． The for estimating the ultimate load of these connections is also proposed． Keywordsanchor bolt connection;column base;static test;shear strength;slip 基金项目 高等学校博士学科点专项科研基金课题 200803351028 ， 浙江省重点科技创新团队基金项目 2010R50034 。 作者简介 艾文超 1979 ， 男， 湖北安陆人， 硕士研究生。E- mail aiwch zju. edu. cn 通讯作者 张磊 1978 ， 男， 浙江舟山人， 工学博士， 副教授。E- mail celzhang zju. edu. cn 收稿日期 2011 年 5 月 08 0引言 对外露式钢柱脚， GB 500172003钢结构设计 规范 ［1 ］规定柱脚锚栓不宜承受柱底的水平力， 此水 平力应由底板和混凝土基础之间的摩擦力或设置的 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， 抗剪键部 位二次灌浆混凝土存在不易捣实且不易检查等问 题。因此， 如果能够利用锚栓连接的受剪能力， 从而 能够在许多钢结构 特别是轻钢厂房 的外露式柱脚 中避免设置抗剪键， 可以大大方便柱脚的安装和基 础的施工， 加快施工进度。国际上许多规范 ［2- 6 ］允许 锚栓连接参与受剪， 因此利用锚栓连接的受剪能力 是完全有可能的。 需要说明的是， 本文中“锚栓” 是指锚栓或者锚 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系统。剪力作用 下锚栓连接的破坏可分为基础混凝土破坏和锚栓自 身破坏 ［7 ］。基础混凝土的破坏应在基础设计时通过 构造措施或配筋予以避免 ［8- 9 ］。本文研究主要针对 由锚栓承载力控制的锚栓连接的受剪承载力。 在实际工程中， 大量使用的钢柱脚锚栓连接结 构如图1 所示。为了便于柱安装就位， 实际柱脚底板 的锚栓孔明显大于锚杆直径 前者的直径可能为后 者的1. 5 ～2. 0 倍 ［11- 12 ］ ， 而柱脚底板上垫板的孔径较 小 一般比锚栓直径大 2 mm 左右 ， 待安装完成后将 垫板周边与柱脚底板满焊， 以固定柱脚底板的位置。 因此， 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， 从压碎混凝土到底板顶部 即垫板底 面 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。所以， 在研究柱 脚锚栓连接的受剪性能时需考虑这些因素的影响。 已有 文 献 对 锚 栓 连 接 受 剪 性 能 进 行 的 研 究 ［12- 17 ］， 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， 没有底板的约束 作用 的受力性能， 目前仅有少量研究考虑了柱脚底 板的约束作用 ［7， 16 ］， 但由于其研究对象主要为预埋件 节点而非钢柱脚节点， 所以采用的锚筋较小、 锚栓的 螺母下面仅有普通垫圈而无垫板。于安麟等 ［9- 10， 19 ］ 曾对柱脚的整体受剪承载力进行过初步分析， 但研 究没有考虑底板厚度和底板大锚栓孔的影响。国际 上许多规范 ［2- 6 ］尽管提供了锚栓连接受剪性能的计 算方法， 但是大多建立在对孤立锚栓 无柱底板， 无 螺母 的试验数据之上， 并未考虑钢柱脚锚栓连接的 实际情况 图 1 。因此， 为了能准确了解钢柱脚锚栓 连接的实际受剪性能， 本文考虑锚栓的直径大小、 柱 脚底板锚栓孔的直径大小以及柱脚底板的厚度对锚 栓连接受剪承载能力的影响， 设计 5 组共 15 个试件， 对其进行试验研究。 图 1实际锚栓连接示意图 Fig． 1Anchor bolt connection used in practice 1试验概况 1. 1试件设计 设计试件如图 2 所示， 每个试件包括 1 个混凝土 块、 4 根相同的锚栓、 2 个焊接槽型钢底座， 下部有 1 根圆钢拉杆， 用于阻止两个槽型钢之间的相对分离。 混凝土块两侧各有 2 根锚栓与各自的槽型钢底座连 接， 槽型钢腹板模拟钢柱底板。混凝土块的尺寸为 600 mm 宽900 mm 高300 mm 厚 ， 钢筋笼的 钢筋为 HPB235， 直径为 10 mm， 混凝土块配筋详图见 图 3。 图 2试件示意图 Fig． 2Test specimen 试件共 15 个， 分为 5 组， 每组 3 个， 各组试件具 体尺寸见表 1。其中， 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， 例 18 a俯视图 b侧视图 图 3混凝土块配筋图 Fig． 3Reinforcements details of concrete block 如 M20D32T20 表示锚栓的直径为 20 mm M20 ， 底 板孔的直径为 32 mm D32 ， 底板的厚度为 20 mm T20 。 焊接槽型钢选用 Q345B 钢， 采用 20 mm 和30 mm 两种底板厚度 图 4 ， 其中 30 mm 底板是在20 mm底 板上焊接一块孔径相同的 10 mm 钢板实现的。底板 上锚栓孔比锚栓直径大 12 mm 和 18 mm， 以模拟柱脚 底板的大孔。各试件的垫板中锚栓孔的直径均为 d 2 mm， 垫板的厚度均为 20 mm。在试验中， 为减 少现场安装工作量， 垫板与底板之间的焊接在工厂 加工时就已经完成。 表 1试件基本参数 Table 1Parameters of specimens 试件组试件d /mm d0/mmtp/mm M24D36T30T1A， T1B， T1C243630 M24D36T20T2A， T2B， T2C243620 M24D42T30T3A， T3B， T3C244220 M20D32T20T4A， T4B， T4C203220 M30D42T20T5A， T5B， T5C304220 a20 mm 底板 b局部加厚实现 30 mm 底板 图 4焊接槽型钢底座 Fig． 4Photos of C- shaped steel base 1. 2材性试验 试件混凝土的强度等级为 C30， 采用商品混凝 土。在试件浇筑的同时， 按照规范要求制作了混凝 土轴心受压标准试件， 在相同的养护条件下， 标准试 件 28 d 的强度平均值为 32. 56 MPa。 试验中锚栓选用 Q235 钢和 Q345 钢， 直径分别 为 20 mm Q235 ， 24 mm Q345 和 30 mm Q235 ， 总 长均为 520 mm， 其中螺纹段长度 120 mm。分别选取 同批锚栓各3 根， 用机械加工成标准试件尺寸。在标 准加载条件下， 锚栓各直径材性试验结果平均值如 表 2 所示。 表 2锚栓材性试验结果 Table 2Results of anchor bolt coupon tests 锚栓类别 弹性模量 E / Nmm －2 屈服强度 fy/ Nmm －2 抗拉强度 fu/ Nmm －2 M20209. 8273. 3411. 7 M24213. 9363. 3535. 0 M30215. 8296. 0453. 0 1. 3测点布置及加载方案 试验装置如图 5 所示， 竖向荷载通过千斤顶施 加于混凝土块顶部， 荷载值由千斤顶与混凝土块之 间的压力传感器读取。混凝土块顶部和底部的 8 个 角点布置位移传感器 图 5 ， 用以测定混凝土块和槽 型钢界面竖向相对位移。 图 5试验装置图 Fig． 5Test setup 试件安装后， 先进行预加载， 以检查各仪器的工 作状态， 消除试件各部分之间的空隙， 对试件进行进 一步对中。预加载的荷载值约为 10 kN。正式加载 根据估算的承载能力进行分级加载， 每级约 20 kN， 同时在加载过程中根据实际情况进行调整。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， 每级为 2 ～3 mm。每一级荷载施 加完成后， 待荷载和位移值基本保持稳定后进行该 荷载步的数据采集。 28 2试验结果及分析 2. 1试验现象和破坏模式 各试件的破坏模式归纳起来主要有锚栓剪断和 混凝土冲切破坏两种。尽管试验设计以锚栓破坏为 控制条件， 但是在试验中， 个别试件 如 T5A、 T5C 还 是发生了混凝土冲切破坏。 在加载后期， 锚栓发生了严重的局部弯剪塑性 变形 图 6a 。由于强烈的挤压作用， 部分试件的底 板孔壁下沿明显嵌入锚栓 图6b ， 底板嵌入区的面积 可达锚栓截面的1/3 左右 图6c ， 但也有部分锚栓发 生破坏时嵌入变形并不明显， 断口直接破坏 图 6d 。 a加载完成后变形的 b底板孔壁下沿对锚杆的 锚栓 T5B 挤压 T3A c断口被底板嵌入 d断口直接破坏 然后破坏 T2A 图 6锚栓破坏情况 Fig． 6Failure of anchor bolt 在剪力的作用下， 锚栓周围底板开孔范围内的 混凝土， 在受压侧发生明显的局部破碎剥落， 另一侧 则受拉脱开 图 7b ～7d 。受压侧的混凝土在锚栓冲 压荷载作用下， 可能发生楔形破坏， 该楔形破坏体受 压滑出受到底板的约束 图 7 ， 使得底板和混凝土表 面之间发生了摩擦， 这也是图 7 中此区域混凝土表 面留有明显的槽钢表面赤锈的原因。 典型的混凝土块冲切破坏模式如图 8 所示， 发 生破坏时混凝土块中主要出现 3 种类型的裂纹 在 锚栓前沿混凝土受到冲压作用， 出现八字形斜裂纹; 锚栓的两侧出现垂直于受力方向的受拉裂缝; 同侧 2 个锚栓之间出现平行于受力方向的裂缝。试验观察 到混凝土试块出现冲切破坏时对应荷载约为600 kN。 2. 2荷载- 位移曲线 图 9 为各试件的总荷载- 位移曲线， 其中纵坐标 总荷载为千斤顶所加的荷载值， 来自压力传感器的 aT1A bT1B cT4B dT3B 图 7混凝土局部承压破坏 Fig． 7Local concrete bearing failure around bolt aT5A bT5C 图 8混凝土块冲切破坏 Fig． 8Punching failure of concrete block 读数， 横坐标为所有 8 个位移传感器读数的平均值。 在试验中， 除了发生冲切破坏试件加载末期的上下 端位移传感器存在一定差值， 其它试件上下端位移 传感器的读数没有明显差异。 2. 3锚栓受剪工作性能的三个阶段 从图 9 的 15 条试验曲线， 可以得到典型荷载- 位 移曲线如图 10 所示。整个荷载- 位移曲线存在 A 和 B 两个转折点， 大致可分为 0A、AB 和 BC 这三个阶 段。在 0A 阶段 图 11a ， 简称弹性段， 各锚栓首先发 生弹性变形， 随着荷载的增大， 锚栓前沿混凝土因为 受压应力局部过大而发生小范围的楔形破裂 因为 锚栓前沿混凝土自由表面的范围不大 ， 锚栓自由段 长度 指垫板底部与压缩混凝土底部之间的距离 增 大。弯矩较大的锚栓截面逐步进入塑性状态， 在 A 点 38 图 9总荷载- 位移曲线 Fig． 9Total load- displacement curves 图 10典型荷载- 位移曲线 试件 T3B Fig． 10Typical load- displacement curve T3B a0A 阶段 bAB 阶段 cBC 阶段 图 11三个阶段锚栓连接变形示意图 Fig． 11Deation diagram of bolt connection at three stages 附近， 锚栓形成塑性侧移机构。在 AB 阶段 图11b ， 简称滑移段， 混凝土和底板之间的相对变形快速发 展， 说明随着侧移的增大， 锚栓前沿混凝土自由表面 增大， 自由表面的压碎剥落继续发展。锚栓截面塑 性继续开展， 边缘处部分截面的材料进入强化阶段。 在 B 点处底板锚栓孔壁下沿与锚栓接触顶紧。在 BC 阶段 图 11c ， 简称强化段， 锚栓和底板孔壁接触 面扩大， 因为不均匀受挤压力， 底板嵌入锚栓， 锚栓局 部塑性变形很大， 进入强化阶段; 同时锚栓前沿混凝 土压碎进一步加剧。最后， 与底板接触处锚栓发生 剪切破坏。对于整个锚栓连接来说，A 点和 C 点是 荷载- 位移曲线的两个转折点， 对应的荷载对锚栓的 受力性能具有重要意义。 表 3 列出了各试件的主要试验结果， 其中 VA为 荷载- 位移曲线 图10 的 A 点对应的荷载值， δA为其 对应的竖向位移值; VC为极限荷载值， δC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 线的转折点并不明显， 因此表中 VA统一取为 A 点附 近荷载- 位移曲线斜率最小时的荷载值。 2. 4受剪承载力和抗滑移刚度的主要影响因素 图 12 对采用 M24 锚栓的 3 组试件的平均荷载- 位移曲线进行了比较， 图中每条曲线分别来自各组 3 个试件荷载- 位移曲线的平均值。 比较图 12 中 两 组 仅 底 板 厚 度 不 同 的 试 件 M24D36T30 底板厚度30mm 和 M24D36T20 底板厚 48 表 3主要试验结果 Table 3Test results 试件分组编号试件编号 VA/kNδA/mmVA/kNVC/kNδC/mm 主要破坏模式及现象 M24D36T30 T1A1933. 8058123. 79LT1 和 LT2 剪断 T1B1785. 37172. 350719. 35RT2 剪断 T1C1463. 4755721. 35RT1 和 RT2 剪断 M24D36T20 T2A2504. 4859025. 75混凝土冲切开裂， RT2 剪断 T2B2304. 57236. 760525. 70混凝土冲切开裂， LT2 剪断 T2C2305. 6356019. 56混凝土冲切开裂， LT1 剪断 M24D42T20 T3A2384. 4555522. 34LT2 剪断 T3B2215. 43226. 758423. 91RT2 剪断 T3C2213. 8961225. 97混凝土冲切开裂， LT1、 LT2 剪断 M20D32T20 T4A882. 2834320. 75RT1 和 RT2 剪断 T4B962. 1386. 725318. 12RT1 和 RT2 剪断 T4C1143. 5026915. 49LT2 剪断 M30D42T20 T5A3076. 4762323. 83混凝土块冲切破坏， 锚栓未断 T5B2593. 86292. 755016. 40LT2 剪断 T5C2766. 6561721. 35混凝土块冲切破坏， 锚栓未断 注 锚栓 LT1、 LT2、 RT1 和 RT2 见图 2。 图 12M24 锚栓试件组荷载- 位移曲线 Fig． 12Load- displacement curves of M24 anchor bolts 度 20 mm 可以发现， 底板厚度对锚栓连接的初始抗 剪刚度影响较明显， 这是因为初始刚度和锚栓在剪 力作用下的弯曲变形有关， 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作用下混凝土表面 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， 当锚栓和底板孔下边沿接触后， 其受剪承 载力降低较快， 但极限承载能力略小于其它两组 M24 试件 底板厚度 20 mm 。因此， 底板厚度对锚 栓连接受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， 对 C 点的影响略小。总的来 说， 底板越厚， 锚栓连接的受剪性能越差。 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 AB 段， 且比较明 显， 但这一因素对极限承载力的影响不大 表 3 ， 这 是因为锚栓连接第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， 因此底板锚栓孔越大， 接 触时对应的位移越大， 但是极限承载力主要与锚栓 的受剪能力相关， 与接触的先后关系不大。 需要说明的是， 尽管进行了预加载， 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， 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， 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. 5受剪承载力设计值 国外许 多 规 范 如 ACI349- 97［3 ］， ACI318R［2 ］， CSA ［6 ］， UBC97［4 ］ 将锚栓连接的受剪承载力设计值 与锚栓钢材的抗拉强度相关联， 而非屈服强度， 这是 由于美国包括加拿大常用的锚栓材质与中国的有所 区别， 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 将底板大孔等因素考虑在内， 因此， 其试验得到的锚 栓连接的荷载- 位移曲线与图 10 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， 应取 各试件荷载- 位移曲线 A 点对应的荷载作为锚栓连接 受剪承载力的设计值 图 10 ， 以避免达到设计荷载 时锚栓连接的水平变形过大。为便于说明， 下文不 考虑荷载和材料的分项系数。 为了便于比较， 将单个锚栓连接的受剪承载力 用统一形式表示为 Vb ηVy 1 式中 Vy Aefv， Vy为锚栓净截面剪切屈服承载力， fv fy/槡3 为钢材的剪切屈服强度， fy为钢材的屈服 强度， Ae为锚栓的有效截面面积; η 为常数。 于安麟等 ［9 ］根据柱脚整体受剪承载力试验， 得 到单个锚栓连接的受剪承载力为 Vb 0. 65Aefv 2 58 对比式 1 ， 可知式 2 取 η 0. 65。 欧洲规范 ETAG- 001［5 ］根据受力情况采用不同 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 用式 3 计算。 VRk， s 2. 4Welfu 0. 5d tp 3 式中 Wel为锚栓截面有效截面的抵抗矩; fu 为材料 的抗拉强度。式 3 实际上认为锚栓的自由段长度 是 t p 0. 5d， 并取锚栓设计弯矩值为 1. 2Welfu。 需要 注意是， 式 3 中考虑了底板厚度的影响。按照此式 计算可以得到 ηETAG VRk， s Aefv， 详见表 4。 表 4η 的试验值与计算值的比较 Table 4Comparison of test and predicted results of η 试件组试件ηtestηu， test珔ηtest珔ηu， testηETAGη1η2η3 M24D36T30 T1A0. 6530. 770 T1B0. 6020. 672 T1C0. 4940. 738 0. 5840. 7260. 3830. 4270. 461 0. 593 M24D36T20 T2A0. 8460. 782 T2B0. 7780. 802 T2C0. 7780. 678 0. 8010. 7540. 5020. 5610. 614 0. 676 M24D42T20 T3A0. 8050. 736 T3B0. 7480. 774 T3C0. 7480. 811 0. 7670. 7730. 5020. 5370. 614 0. 662 M20D32T20 T4A0. 5700. 852 T4B0. 6210. 628 T4C0. 7380. 668 0. 6430. 7830. 4560. 4910. 544 0. 635 M30D42T20 T5A0. 8010. 613 T5B0. 6760. 541 T5C0. 7200. 607 0. 7320. 5870. 5860. 6490. 701 0. 723 本文基于如下假定， 对单个锚栓连接的受剪承 载力进行了推导。 1锚栓和锚栓孔同心， 锚栓前沿的混凝土自 由表面宽度为 0. 5 d0－ d ; 2锚栓前沿混凝土楔形破坏面的长度/深度 2， 可得楔形破坏面的深度为 1 4 d0－ d ; 3锚栓上下端接近固支， 可得自由段锚栓的 最大弯矩值为 M Vb 2 tp 1 4 d0－ d [] 4 4锚栓截面破坏遵循 von Mises 屈服准则如 下 V2 b V2 y M2 M2 p 1 5 其中， Mp为截面的全塑性弯矩。 考虑 4 个假定条件， 将式 4 代入式 5 并考虑 式 1 ， 可得本文的系数 η， 记为 η1。 η1 1 1 3π 2 16 ［ tp 0. 25 d0－ d ］ 2 / d2 槡 e 6 式中， 3π 2 16d2 e ≈ 2. 4 d2 ， 则上式为 η1 1 1 2. 4［ tp 0. 25 d0－ d ］ 2 / d 槡 2 7 如果忽略锚栓孔和锚栓直径差的影响， 可得 η1 的近似值 η2为 η2 1 1 2. 4t2 p/ d 2 槡 e 8 考虑各主要因素， 并参考式 7 的形式， 根据试 验结果拟合了 η 的表达式， 记为 η3。 η3 1 1 0. 5［ 0. 25 d0－ d tp］/d 9 各计算式计算得到的 η 均列于表4， 其中， ηtest为 根据试验得到的单个锚栓连接的设计值 VA计算得到 的值，珔ηtest为同组 3 个锚栓 ηtest值的平均结果。从 表 4可以看出， 欧洲规范 ETAG- 001 的结果 ηETAG与试 验值 ηtest相比均偏于保守。图 13 给出了各式计算结 果与试验结果的对比， 综合来看式 9 的 η3与试验 结果最为接近。因此， 建议将式 1 结合式 9 作为 本文研究的这类锚栓连接受剪承载力设计值的计算 方法。 2. 6受剪极限承载力 在剪力的作用下， 底板孔壁下沿嵌入锚栓 图 6b ， 此时锚栓前沿混凝土局部受压破碎， 部分剥落， 部分被压紧。由于底板约束的作用， 锚栓对混凝土 的冲压作用由受力点附近扩散到受力方向上较大范 围内的混凝土， 此时底板孔壁下沿对锚栓近似纯剪。 由此， 当锚栓发生破坏时， 锚栓连接的受剪极限承载 力可表示为 Vu ηuTu 10 其中 Tu Aefu。 由 von Mises 屈服准则可 知， 在剪力荷载作用下， ηu0. 577。 根据试验结果， 计算得到的 ηu， test见 表 4，珔ηu， test为各组试件平均值。其中， M30D42T20 组试件由于加载后期发生混 凝土块的冲切破坏， 因此得到的 ηu， test要 低于其它各组。除去该组结果， 从表 4 可 以看出， 各组的 ηu， test值均大于理论值 0. 577， 这主要是因为锚栓周边受压侧混 凝土的承压变形和楔形破坏对底板上顶 的压力将使得锚栓中产生用以平衡的拉 力， 同时在位移较大时， 锚栓的倾斜变形 图 6a 会使得锚栓产生轴向拉长， 从而 产生较大的拉力， 这两个因素使得底板和 68 图 13各计算式与试验平均结果的对比 Fig． 13Comparison of predicted results with average test results 混凝土表面之间产生摩擦力， 该摩擦力会提高极限 荷载。图 7 中破坏后试件混凝土表面遗留的锈迹可 以佐证底板和混凝土之间较强的摩擦作用。 在表 4 结果的基础上， 本文建议在锚栓的锚固 和混凝土的抗冲切强度得到充分保证的前提下 基 础混凝土的抗冲切强度按照锚栓能够承受 0. 7Aefu 的锚栓冲切力 ， 锚栓连接的受剪极限承载力计算时 可取 ηu0. 7， 即 Vu 0. 7Aefu 11 3结论 根据试验结果， 本文提出了锚栓连接受剪承载 力设计值的计算式， 同时也对受剪极限承载力也提 出了建议计算方法， 用以了解强度储备。本文的研 究主要有以下几点主要结论 1 锚栓连接的受剪荷载- 位移曲线呈现三阶 段、 两个特征荷载的特点， 分别对应于锚栓杆形成塑 性铰、 底板孔壁与锚栓接触顶紧和锚栓杆倾斜而达 到受拉极限状态。第一阶段可称为弹性阶段， 第二 阶段为位移快速增大的滑移段， 第三阶段是底板和 锚栓顶紧而强化， 直至锚栓达到承载力的极限状态。 2 试验结果表明， 柱脚底板的厚度对锚栓连接 的受剪承载力设计值和初期刚度有重要影响， 底板 厚度越大， 承载力设计值和刚度越小; 锚栓孔径和锚 栓直径之差， 对承载力有少量的影响， 但其对第二阶 段 滑移段 的长度有显著影响。 3 应将荷载- 位移曲线的第一转折点 A 点 对 应的荷载作为锚栓连接的受剪承载力设计值， 可由 式 1 和式 9 计算得到。 4 在混凝土冲切强度得到保证的前提下， 锚栓 连接受剪极限承载力， 可采用式 11 计算。 参考文献 ［ 1］ GB 500172003钢结构设计规范［ S］ ． 北京 中国 计划出版社， 2003． GB 500172003Code for design of steel structures［ S］ ． BeijingChina Planning Press， 2003． in Chinese ［ 2］ ACI318R- 02Buildingcoderequirementsfor structural concrete and commentary［ S］ ．Farmington HillsACI Committee 318， 2002． ［ 3］ ACI 349R- 97Commentary on code requirements for nuclearsafetyrelatedconcretestructures ［S］ ． Farmington HillsACI Committee 349， 1997． ［ 4］ UBC- 97Unibuildingcode ［S］ ．USA International Conference of Building Officials， 1997． ［ 5］ ETAG- 001Guideline for European technical approval of metal anchors for use in concrete［S］ ．Brussels European Organisation for Techincal Approvals， 1997． ［ 6］ CSA A23． 3- 04Design of concrete structures［S］ ． OntarioCanadian Standards Association， 2004． ［ 7］ Cook R A． Behavior and design of ductile multiple- anchor steel- to- concrete connections［ D］ ． AustionThe University of Texas， 1989． ［ 8］ 童根树． 钢结构设计方法［ M］ ． 北京 中国建筑工业 出版社， 200725- 68． Tong Genshu． Design of steel structures［ M］ ． BeijingChina Architecture ＆ Building Press， 2007 25- 68． in Chinese ［ 9］ 于安麟， 永毓栋， 郭在田， 戴贤阳． 露出型钢柱脚抗 剪性能的研究 1 ［J］ ． 工业建筑， 1992，524- 27． Yu Anlin， Yong Yudong， Guo Zaitian， Dai Xianyang． Shear strength of steel column base 1 ［J］ ． Industrial Construction， 1992， 5 24- 27． in Chinese ［ 10］ 于安麟， 永毓栋， 郭在田， 戴贤阳． 露出型钢柱脚抗 剪性能的研究 2 ［J］ ． 工业建筑， 1992， 629- 33． Yu Anlin， Yong Yudong， Guo Zaitian， Dai Xianyang． Shear strength of steel column base 2 ［J］ ． Industrial Construction， 1992， 6 29- 33． in Chinese ［ 11］ ANSI/AISC 360- 05Specification for structural steel buildings［S］ ．VirginiaAmerican Institute of Steel Construction， 2005． ［ 12］ Fuchs W， EligehausenR， BreenJE．Concrete capacity design CCD approach for fastening to concrete［ J］ ． ACI Structural Journal，1995，92 1 73- 94． ［ 13］ Adihardjo R，Soltis L． Combined shear and tension on grouted base details［J］ ． Engineering Journal，AISC， 1979 1st Quarter 23- 26． ［ 14］ Hawkins N M． Strength in shear and tension of cast- in- place anchor bolts［J］ ． Anchorage to Concrete，ACI，