09后直径锚栓的非线性数值分析与试验对比雨

1、淘宝：第 45 卷 第 2 期2015 年 1 月下结构Building StructureVol 45 No 2Jan 2015直径锚栓的非线性数值分析与试验对比*后1 ，卓2陈( 1 重庆交通大学土木学院，重庆 400074; 2 招商局重庆交通科研设计院，重庆 400067)摘要 为研究后直径锚栓系统的锚固性能，采用非线性数值分析和试验对比的方法，对其传力机理、破坏模式、粘结剪应力和承载能力等问题进行研究。结果表明: 后直径锚栓的破坏模式表现为浅层锥体( 或双锥体)和深部粘结破坏的混合模式; 其粘结剪应力在承受较小轴向荷载时符合基于弹性理论的双曲函数分布，在接近极限荷载时趋于均匀分布，但

2、粘结剪应力明显随锚栓直径的增大而减小。采用 CCD 修正公式来估算的后锚栓的承载能力与试验结果吻合较好。直径粘结剪应力; 后直径锚栓; 破坏模式; 承载能力号: TU476. 9文献标识码: A文章编号: 1002 848X( 2015) 02 0036 05Nonlinear numerical analysis and experiment comparison of post-installed large-diameter anchorZhao Ningyu1 ，Chen Zhuo2( 1 School of Civil Engineering Architecture，Chongqi

3、ng Jiaotong University，Chongqing 400074，China;2 China Merchants Chongqing Communications esearch Design Institute Co，Chongqing 400067，China) Abstract: To study the anchorage performance of post installed large diameter anchor system，the comparison method of nonlinear numerical analysis and experimen

4、t were adopted to study force transfer mechanism，failure mode，bond shear stress and bearing capacity The results show that the failure form of post installed large diameter anchor is a mixed form of shallow cone ( or double cone) and deep bond failure The bond shear stress distribution accords with

5、hyperbolic function based on the elasticity theory under the small axial load The bond shear stress distributes more evenly when ultimate load is closely reached，but significantly decreases with the increase of the anchor diameter The bearing capacity of post installed large diameter anchor estimate

6、d with the CCD modified formula is in good agreement with that of experimental resultKeywords: bond shear stress; post installed large diameter anchor; failure mode;bearing capacity前言常规后植化学锚栓的连接方法在过去二十年中已普遍应用于各种加固和改造工程中，但其锚栓直冶金等行业进行大型老旧机械设备改造时，对0于设备基础的固定，常采用后直径锚栓，锚栓直径( 32 150mm) 大大超出常规后锚固工程中锚栓径一般较小(

7、 32mm) 1。常规直径化学锚栓的直径。后直径锚栓的传力机理、破坏模式、粘的承 载 能 力 和 设 计 方 法 已 有 广 泛 的 研 究， Eligehausen 等2在统计试验数据的基础上给出了估算锥体破坏模式承载能力的经验公式; Doeer G T3及郭战胜等4根据弹性理论推导了承载能力公式; Cook A5发展了基于混合破坏模式的承载结剪应力及承载能力是否与常规直径锚栓的相同， 目前，相关的研究和工程应用经验都较缺乏。基于 此，本文采用数值分析和试验对比的方法，对后直径锚栓进行研究。数值分析模型及试验设计1能力计算方法，其计算依赖于胶层与混的平均粘结剪应力和最大粘结剪应力( 混或锚栓

8、结1. 1 材料本构模型及参数取值混本构关系采用 ABAQUS 中的损伤塑性构后锚固技术规程( JGJ 1452013) 采用了平均粘结强度的方法) 。这些公式和计算方法的显著缺点是当粘结胶品种存在差异或由于施工环境等发生变化致使粘结剪应力的取值变得不确定时，其工程应用 。Eligehausen 等6对采用ACI 318-057中模型( CDP 模型) 9，此模型假定混材料因拉伸开裂和压缩破碎而失效。CDP 模型弹性阶段采用线弹性模型; 屈服面的演化由拉伸等效塑性应变 pl fpl c和压缩等效塑性应变 。CDP 模型的应力-应变曲线采用混结构设计规范( GB50010机械锚栓设计方法化学锚栓

9、的实用性进行了2010) 推荐的应力-应变曲线。弹性阶段应力-应变 *自然科学基金项目 ( 5117849 ) ，重 庆市自然科学基金( cstc2013jcyjA30019) 。讨论。Macvay Michael 等8采用弹塑性方法对直径小于 40mm 的单筋化学后植锚栓进行了二维数值分析。作者简介:，博士，讲师: zny2008 163 com。淘宝：，等 后第 45 卷 第 2 期直径锚栓的非线性数值分析与试验对比37曲线取为直线; 损伤阶段采用由能量等效推导得出内不配钢筋。锚栓为 Q345 钢的带有若干环槽的损伤演化方程10。混表 1 所示。主要参数取值如的直杆式刻槽锚栓。为避免相邻锚

10、栓的影响，锚栓的间距设为 3hef 。锚固胶采用喜HIT-E500 植筋胶。各材料的试验设计参数如表 3 所示。混材料参数表 1各材料的试验设计参数表 3注: E0 为混受拉开裂时的割线模量; fb0 / fc0 为混双轴受压屈服应力与受压极限强度比; K 为在任意给定应力不变量作用下，混变量之比。初始屈服时应力拉伸子午线与压缩子午线第二应力不在混基座表面和锚栓上与基座表面接近处胶体模型采用 ABAQUS 中的基于断裂论的含损伤线弹性粘单元( Cohesive Element) 模型， 该模型能有效地模拟胶层初始绑定的接触面之间的 分离和胶层因损伤产生的渐进失效，可以模拟锚固 系统在荷载作用后

11、产生的损伤9。胶体主要材料参数如表 2 所示。各安装一只位移计，以测量锚栓和混基座表面的位移。试验加载装置采用一台电动油泵同时向 4台 320t 的千斤顶供油，以相同的油压推力进行加载。每级荷载按预估荷载的 10% 施加，共分 10 级， 每级持荷时间为 2min，每级加载后，测读一次锚栓位移和混基座表面位移，稳压后再测读一次数据，直至设定荷载或锚固破坏。试验装置如图 1所示。胶体主要材料参数表 2注: E，G1 ，G2 分别为胶层中正交的三个方向，其中 E 为胶层轴向，G1 为胶层切向，G2 为胶层厚度方向。锚栓 采 用 线 弹 性 材 料 模 型，弹 性 模 量 为210GPa，泊松比为

12、0. 3。1. 2数值分析模型工况为对后直径锚栓系统在轴向荷载作用下的力学演化过程进行精细分析，对此系统建立了三维数值分析模型。考虑避免边缘效应，宽度取 3hef ( hef 为锚固深度) 8，其他边界条件与工程应用实际条件相同。数值计算工况共有直径为 30 150mm 的14 种不同直径，每种直径锚铨的锚固深度分别为8D，10D，12D( D 为锚铨直径) 的 3 种情况的 42 个工图 1 试验装置22. 1数值分析和试验结果对比破坏机理分析数值分析和试验结果均表明: 在锚固深度分况。胶层与混和锚栓的界面采用绑定约束。混别为 8D，10D，12D 的情况下，试件的破坏模式均表现为锥体 +

13、粘结破坏的混合破坏模式( 图 2 ) ， 与后直径锚栓的破坏11情况类似，图 3 为试验试件的破坏情况。数值分析和试验结果还表和锚栓均采用 8 节点的六面体二次缩减元 C3D8 模拟。1. 3 试验设计单设计了直径分别为 36，48，90，150mm 的锚铨，每种直径锚铨的锚固深度分别为 8D，12D 的各 4 个明，混锥体的高度随锚栓直径的增大而增大，试件，共 32 个试件。试验混基座设计强度等级为 C30。由于后直径锚栓抗拔承载能力较后植小直径锚栓的高出很多，所以所有试验锚栓均布置在一整块浇筑的混基座上，混基座为3m，其15m × 6m ×28d立 方 体 抗 压 强

14、度 为 32. 9MPa。为避免钢筋对试验的影响，基座混图 2 典型破坏模式E 向弹性模量/ GPaG1 向弹性模量/ GPaG2 向弹性模量/ GPaE 向最大应力/ MPaG1 向最大应力/ MPaG2 向最大应力/ MPa损伤位移/ mm93. 7593. 7593. 7511. 911. 911. 90. 002材料抗压强度/ MPa屈服应力/ MPa抗拉强度/ MPa混基座锚栓植筋胶C30 Q345HIT E50032. 912046257651. 5强度等级E0/ GPa泊松比膨胀角 / °偏心率efb0 / fc0K黏滞系数 C3021. 10. 2300. 11. 1

15、60. 666 70. 000 5淘宝：结构2015 年38直径增大、锚固深度增加时，试件破坏表现为双锥体破坏形态，除有锥体破坏承载力的大半径锥体存在外，尚有较小直径的浅层小锥体以环向裂纹形式存在，如图 6 所示。与 Eligehausen 等6在采用砂浆锚固 M24 锚栓( 钻孔直径为锚栓直径的 2 4 倍) 中观察到的破坏现象类似。图 3 试件破坏情况( D = 90mm，hef = 8D)但其相对于锥体高度与锚固深度之比 hcone / hef 却逐渐减小，hcone / hef 在 0. 18之间; 试验中混凝 0. 36土破坏时锥体的直径值较为离散，从数值分析结果看，锥体直径应与胶体

16、粘结性能、锚固段长度和混 强度等因素有关。图 6 试验和数值模型的双椎体破坏数值分析模型中，混锥体破坏开始于锥体顶面的胶体-混界面处，并沿锥体斜面向上发展图 7 为锚栓轴向荷载-加载端位移曲 线。从图中可以看出，整个加载过程中锚栓系统在静力轴向荷载作用下的破坏过程大致可分为弹性变形和塑性损伤 2 个阶段: 1 ) 当荷载不太大时，荷载与加载端锚栓至混表面，其破坏主要由混当荷载接近极限荷载时，由于混抗拉强度。材料的剪胀效界面处粘结应应，轴向的增大导致胶体-混力会有所提高，当荷载为极限荷载时，沿锥体的斜面裂缝发展到混表面，并伴随下部胶体-混界面的粘结失效，而表现为锥体和下部粘结的同时破 坏。图 4

17、 为较典型的胶层刚度衰减过程，图 5 为达到极限荷载时混基座的刚度衰减情况。此外， 经试验破坏现象和数值模拟结果分析发现: 当锚栓图 7 轴向荷载 加载端位移曲线( D = 150mm，hef = 1 890mm)位移基本成线性关系; 随着荷载的增大，胶体粘结剪应力达到弹性极限时线性阶段结束。2 ) 当粘结剪应力超过弹性极限后，曲线斜率开始下降; 上部混凝土锥体部分进入塑性损伤阶段，下部胶体的粘结刚度出现大幅下降，当荷载继续增大，锚栓加载端位移 迅速发展，锚固体系随之破坏。2. 2 粘结剪应力分布图 8( a) ( d)为数值分析模型中锚固深度与锚栓直径之比大约固定( hef = 8D) ，而

18、锚栓直径增大图 4 胶层刚度衰减过程时不同轴向荷载水平下胶体-混界面粘结剪应力沿锚固深度分布曲线，其中 h 为测点的锚固深度。由图可见，当轴向荷载较小时，胶体-混界面的粘结剪应力在锥体高度范围内，沿锚栓轴向从混凝小增大的趋势，并在锥体底部位置土表面向达到最大值，在锥体以下大致成基于弹性理论得到的粘结剪应力的双曲函数分布，如下式3: Nu( 1)=max( 槡D0 tanh hef )D0'D槡 0式中: max 为胶体-混界面最大粘结剪应力;Nu图 5 极限荷载时基座刚度衰减情况淘宝：，等 后第 45 卷 第 2 期直径锚栓的非线性数值分析与试验对比39为锚柱的承载能力; D0 为钻孔

19、直径; '， 均为与粘结胶体剪切模量和锚栓轴向刚度有关的参数，两者之间具有一定的换算关系，可通过试验获得。随着轴向荷载的继续增大，当轴向荷载达到粘结胶体的弹性极限时，锥体底端以下锚栓的胶体-混 界面的粘结剪应力逐渐增大并趋于一定值。全破坏荷载时粘结剪应力在锚固中部段趋于均匀分布，由于钻孔直径 D0 随施工情况变化较大，不易控制，而胶层不是太厚( 5 10mm) ，采用平均粘结剪应力的承载能力表达式( 同混结构后锚固技术规程( JGJ 1452013) ) 不致引起过大的误差:( 2)Nu =0 Dhef式中 0 为胶体-混界面平均粘结剪应力。锚固 段 平 均 粘 结 剪 应 力: 直

20、径36mm锚 栓 为文献5当计算锚栓弹性承载能力时11. 64MPa;10. 08MPa;直 径48mm锚 栓 为直 径8和文献11，12中的试验数据和本文的试验数据( 图 9) 分析发现，当 hef 50 槡D 时，由平均粘结剪应力公式( 2) 计算得出的承载能力结果与由弹性锚 栓 为8. 7MPa;直 径锚 栓 为90mm150mm7. 78MPa。由此可见，随锚栓直径的增大，平均粘结剪应力有减小的趋势，且减小明显。当锚栓直径一定，而锚固深度大约由 8D 增加至 12D 时，粘结剪应力无显著变化，如图 8( d) ，( e) 所示。公式( 1) 计算得出的结果吻合较好; 当 hef>

21、 50 槡D时，由式( 1) 计算得出的承载能力结果相对于试验结果偏小。式( 1) 中 ' 的值需要根据试验取得，式( 2) 中0 的值也需要根据试验取得，且当锚栓直径较小5，6 ，11时，不同种类粘结胶的 0 分布区间相对集中，对于后 直径锚栓，粘结剪应力分布随锚栓直径的增加有减小趋势，且减小明显( 图 8 ) ，从而给式( 1) 和式( 2) 的应用带来 。而具有工程实用特点的 CCD 修正公式13为:1 53承载能力及其估算方法对于后直径锚栓而言，为了获取足够的承载能力和减小锚栓间的相互影响距离( 破坏锥体半径) ，应避免锚栓系统发生单一锥体破坏模式( 当 hef 5D 时) 5

22、。而以锚栓钢材破坏的设计方法，要求的锚固深度太大，这将给、胶体灌注和胶体有效凝固等施工造成，也对改造工程中原有基座的提出了较高的要求。因此，寻求当锚固深度 hef在 5D h 15D 之间、破坏模式为锥体 + 粘结的混( 3)抗压强度。N = k hf槡efuc efc合破坏模式的锚栓承载能力估算方法有重要的实用价值。式中: kc 为系数，取 13. 5; fc 为混式( 3) 中缺少由锚栓直径的影响项，FuchsW等132. 2 节分析表明，后直径锚栓在接近极限直径为 12 32mm、锚固深度为 8D 10D图 8 胶体 混界面粘结剪应力沿锚固深度分布曲线淘宝：结构2015 年40的锚栓的试

23、验数据进行分析，认为锚栓直径影响因锥体破坏承载力的仍然是半径较大的锥体。子为 1。对于后直径锚栓( 32 150mm) ，因其( 2) 试验结果表明，后直径锚栓系统在静在极限荷载作用下，粘结剪应力在锚固中段趋于均匀分布和平均粘结剪应力 0 随锚铨直径增大而有减小的趋势，因而由锚铨直径 D 和锚深 hef 决定的锚固段表面积变化而引起的承载能力的变化是不可忽视的。基于本文的 32 个试验结果和 42 个工况数值力轴向荷载作用下的破坏过程可分为弹性变形和塑 性损伤两个阶段。数值分析结果表明，粘结剪应力在弹性阶段近似成双曲函数分布，在塑性阶段锥体以下大部分区域趋于直线分布。( 3) 由考虑工程设计实

24、用性的 CCD 修正公式计算结果，对式( 3) 引入后直径锚栓承载力修计算的后直径锚栓的承载能力能较好地反映本正因子 Ab= Dhef ，则式( 3) 可改写为:1 5文的试验结果，可作为相同锚固条件下后锚栓承载能力的估算方法。直径( 4)N=13 5 hf槡ua efc其中:参考文献1 + 3A0 2( 50mm D( D 50mm) 150mm)b( 5)1 JGJ 145京: 中国结构后锚固技术规程S 北，20132013 混工业=a1式( 4) 较全面地考虑了影响后直径锚栓承2 ELIGEHAUSEN ，BALOGH T Behavior of fasteners loaded in

25、tension in craked reinforced concrete J Structural Journal，ACI，1995，92( 3) : 365 3793 DOE G T Adhension anchors: behavior and spacing requirements Austin，19894 郭战胜，邹超英 化学粘结栓的弹性分析及设计建议载能力的各项主要因素，其计算对比结果见表 4 和图 9。从表 4 中可以看出，式( 4) 的计算值与试验结果吻合较好，可作为与本文相同锚固条件下后直径锚栓设计时承载能力的估算方法。J 哈尔滨36 39大学学报: 自然科学版，2002，

26、4( 3) :试验及不同公式计算后直径锚栓承载能力对比表 45 COOK A Behavior of chemically bonded anchorsJ Structural Engineering，ASCE，1993，119 ( 9 ) : 2744 2626 ELIGEHAUSEN ，COOK A，APPL J Behavior and design adhesive bonded anchorsJ Structural Journal， ACI，2006，103( 6) : 822 8317 ACI 318 05 Building code requirements for struc

27、tural concrete and commentary S Farmington Hills:American Concrete Institute，20058 MACVAYsimulationMICHAEL， COOK ONALD A Pulloutof post installed chemically bonded anchorsJ Structural Engineering，ASCE，1996，122 ( 9 ) :1016 10249 Dassault Systèmes Simulia Corp ABAQUS scripting reference manual version 6. 8 M Pawtucket: ABAQUS Inc，200810扬型参数验证J，等 ABAQUS 混损伤塑性模结构，2008，38( 8) : 127 130An experimental study of adhe