问题01(钢柱脚单个锚栓的承载力设计)

钢柱脚单个锚栓的承载力设计

　(浙江大学土木系　杭州310027)(东华工程公司　合肥230000)

[提要]　对国内外钢柱脚锚栓设计方法进行了回顾和比较,对单个锚栓的破坏模式和承载力进行了总结。比

童根树吴光美

较发现,与我国不允许锚栓参与抗剪的规定相反,欧美国家都考虑锚栓参与抗剪;在锚栓抗拉强度设计值的取值方面,欧美等国将锚栓的强度设计值取与普通螺栓或与制作螺栓的材料相应的强度设计值,而我国规范的取值则在普通螺栓已经较低的基础上再打8折。基于对国内外不同设计方法的分析归纳,提出了单个锚栓的设计准则的建议,供锚栓设计时参考。

[关键词]　钢柱脚　锚栓　设计　承载力

Thedesignmethodsofsteelcolumnbasesusedinvariouscountriesarereviewed.Load2carryingcapacityofasinglean2chorboltissummarized.Anditisrevealedthat,incontrarytothecurrentmethodusedinChinawhichdoesnotallowanchorboltstoresistshearforce,butinEuropetheboltsareallowedtoresistshearforce.ThedesignstressofanchorboltsisalsotooconservativeinChina.Anewcriterionforanchorboltissuggestedwhichrepresentsacompromisebe2tweenvariousmethods.

Keywords:anchorbolt;steelcolumn;columnbase;load2carryingcapacity

　　一、锚栓的类型锚栓分钻孔锚栓和灌注锚栓,后者是本文论述的对象。根据埋入端形状的不同,锚栓有L型、J型、带钉头(螺栓的六角头或栓钉的钉头)以及带锚板的四种。L型及J型锚栓是依靠粘结锚固的锚栓,但L型锚栓可能从混凝土中拔出,产生不稳固的破坏模式。J形锚栓的弯钩是构造要求。带端承板的锚栓是承压型锚栓,但是端承板越大,端承板底面高度处基础混凝土有效抗拉截面越小,这种锚栓在我国得到广泛应用。但是欧美国家主张避免在锚栓端头上设置金属板来提高抗拔强度,端头钢板对增强锚栓抗拉承载力所起的

锚栓强度等级均为Q235。套筒周围配竖向钢筋,竖向

钢筋的面积要保证能够承受100%的锚栓拉力。后一种锚栓允许同时抗拉和抗剪。

图1　英国采用的灌注锚栓

锚栓也可以象高强螺栓那样施加预拉力,预拉力

距和锚栓净间距过小引起一些问题,使基础混凝土截

能使柱底板紧紧地连接于混凝土上,柱脚转动刚度明

面削弱严重。

显变大。锚栓通常被预载到锚栓承载能力的某个预定

英国广泛采用基础上带预留孔的灌注锚栓,其构

的程度(80%),外弯矩作用后,受拉侧底板下压力减

造见图1。图1(a)用于锚栓直径较小(≤<36)的情况,小,而锚栓拉力增加很少。在基础施工时要预留一个下大上小的孔,安装时先放二、国内外对锚栓研究的概况入锚栓,然后再浇灌高标号细石混凝土。锚栓底部为国内研究钢柱脚的文献只有李德滋[125]和于安麟100×100×10的端承板,板底为六角头螺帽。这是一等[628],前者研究静力性能,后者研究抗震性能。国内种抗剪锚栓,埋入长度仅须8d(≥300)。当锚栓直径目前的柱脚设计方法以文[1]为基础。文[1]对单个锚更大时,采用图1(b)所示构造。这种锚栓的外侧有直栓的承载力没有研究。文[6]～[8]则在柱脚滞回曲线径为3d的套筒,套筒底部为直径比套筒外径大的底试验研究基础上提出了确定整个柱脚节点抗弯和抗剪板,以确保不会发生套筒外表面的粘结破坏。锚栓埋承载力的方法,对单个锚栓承载力也没有给予关注。深以保证混凝土沿虚线所示剪切面破坏的荷载大于锚(GB50017—《钢结构设计规范》2003)第8.4.14条规栓抗拉承载力确定。套筒内灌注高标号细石混凝土。定柱脚锚栓不得参与抵抗水平力,水平力应由底板和10

作用并不大,反而由于离混凝土基础或柱外边线的边

混凝土之间的摩擦力或设置抗剪键承担。在排列方面规范没有规定,对锚栓的埋设仅提出了埋深要求,对防止下部基础混凝土的破坏,提出验算基础的压力不要超过混凝土的抗压强度。

国外的研究则更加关注单个锚栓的承载力、破坏方式等,例如文[14]～[18],对第二方面的研究却很少(文[20])。美国(ACI349—《核能结构规范》85)附录B[19,20]对锚栓的计算和设置有详细的要求,还专门编制了锚栓的设计导则[20]。

11锚栓仅受拉力情况

在拉力荷载作用下,锚栓的破坏形式有三种:

(1)锚栓杆达到抗拉承载力极限。锚栓拉断承载力为:

Tu1=fyAe

(1)

式中Ae为锚栓有效抗拉面积,fy为锚栓的屈服强度,转换为设计公式时要改为抗拉强度设计值fat。

(2)基础混凝土与锚杆的粘结破坏。

Tu2=πlddft

的。文[18]建议取最小边距为5d和100mm的较大值,以防止侧面的劈裂破坏,在基础内配置竖向钢筋和箍筋也能够避免这种破坏。

由Tu1=Tu2和Tu1=Tu3可以确定锥体破坏决定的埋入长度。

如果基础除了承受锚栓传来的力以外,还有其它荷载作用,即锚固锚栓的混凝土可能额外受拉压作用,对混凝土的抗拉力也有影响。如混凝土柱明显双向受拉,采用45°应力破坏角就偏于不安全。此时必须对结构设置加强箍筋以抵消受拉的影响。相反,混凝土柱双向受压时会增强锚栓的抗拉能力。

如果混凝土内配了钢筋,则锥体破坏面与钢筋相交,钢筋参与了抗拉,这时要求所有拉力传给钢筋,由此决定受拉锚栓附近应该具有的配筋量,而锚栓的埋入深度理论上可以有所减小,实际则不减。(2)

式中d为锚栓杆直径,ld为锚固长度,ft为混凝土抗拉强度。

在埋入端端头设置螺母大小的六角头就可以防止粘结破坏,这种措施节省用钢量30%～40%,因此美欧等国家都采用有钉头的锚栓,很少采用J型锚栓。带锚板的锚栓因使基础混凝土削弱太多也很少使用。

(3)圆锥形混凝土达到抗拉承载极限(图2)。拉应力沿破坏锥体面的分布是变化的,在埋设的最底端最大,在混凝土表面为0,取破坏面上混凝土平均抗拉应力为(2/3)ft,并视整个破坏面的应力相同(这个假设得到了试验证实)。采用水平投影面进行计算,混凝土抗拉力计算简化为:

(3a)Tu3=0.66fπt(ld+d0/2)ld式中d0为锚栓钉头直径。

位于混凝土柱边缘的锚栓只能产生部分锥形混凝土破坏面,受拉抗力也会减少。当为锚栓群时,应考虑各锚栓破坏锥体相互重叠的情况,取

Tu3=0.66ftAce

(3b)

图4　锚栓受剪时混凝土的楔形破坏

图5　边距不足锚栓受剪时基础的破坏

21锚栓仅受剪力情况

式中Ace为从属于锚栓的锥体水平投影面积[25]。

如果锚栓边距很小,就会发生如图3所示的劈裂破坏,它是由锚栓端头附近较大的局部挤压应力引起

图2　受拉锚栓的锥体拔出图3　受拉锚栓边距不足时锥体侧鼓破坏

剪力由锚栓通过承压传给周围混凝土,剪力使锚

栓受弯,锚栓弯曲使混凝土压碎。试验表明,若不存在底板,高度约为螺栓直径1/4的楔形混凝土块能自由形成并完全破碎,此时锚栓节点的抗剪刚度急剧减小(见图4)。上部无约束楔体在力作用下,将向上翻转。实际上,柱子底板或基础顶部盖板能限制混凝土楔体移动,楔体就不能上移,在底板下产生向上的挤进压力,增加了由底板施加的压力,在锚栓内也随之产生了拉力。

因此,锚栓的抗剪能力取决于钢材强度和剪力线(剪力作用点)与混凝土表面的间距(指锚栓有足够锚固深度,锚栓到混凝土基础边缘距离足够大,基础混凝土有较高强度的情况下)。若锚栓群组通过一块底板承受剪力,且底板埋置在混凝土中(图6(c)),荷载传递将更有效,此时底板下的混凝土受到更大的约束,而且底板边缘通过承压形成抗剪能力。剪力作用线靠近边界时,抗剪能力受到边距有限的限制,破坏形式将是一个半锥体被劈开(图5),半锥体的顶点处在混凝土表面的锚栓承压面处。若锚栓边距不足,可通过设置加强箍筋来防止此类剪切破坏,如U形箍筋补强。

31锚栓既受拉力又受剪力情况

对这种情况的研究很少,当柱脚各板件强度和稳定得到保证,底板和整个柱脚的刚度都较大时,柱脚的

11

破坏形式可能有以下7种:1)受拉侧锚栓屈服,柱脚在有或没有微小滑移的情况下,刚体转动不断发展;2)基础外伸边缘尺寸过小,致使在底板压力作用下的混凝土基础边缘外被压裂(劈裂);3)混凝土抗压强度不足,在压力作用下基础发生局部承压破坏;4)锚栓端部的锚固力不足,整个锚栓呈锥体拔出;5)锚栓粘结力不足被拔出;6)基础混凝土抗剪强度不足,使锚栓周围的混凝土沿45°斜线剪坏;7)锚栓受剪弯曲时,与锚栓接触的混凝土产生永久变形而破坏。上述破坏形式中,只有锚栓屈服的第1种破坏形式才是合理的破坏模式,其它六种破坏模式,应在基础设计中使之有足够的尺寸,或配足够的加强筋,保证这些破坏形式不出现。

m

式中:fv=130N/mm2,n是锚栓数量。

(3)国外研究的结论

文[22]等对栓钉(锚固不足)和锚栓(锚固足)的抗剪公式做了总结。在剪力作用下,破坏可能发生在锚栓中(锚栓剪坏),也可能发生在混凝土中,锚栓受剪承载力取两者中的较小值。下面式(6)～(8)是根据不同研究人员对埋在混凝土中的单个锚栓进行的大量试验结果,经过比较分析得到的比较好的统计回归公式。

锚栓自身的极限抗剪承载力为

(6)Vbs=式中As为锚栓毛面积,fut为锚栓抗拉极限强度,配合

抗力分项系数取1/019。

当锚固长度足够,锚栓周围混凝土局部压坏的承载力与边距有关(配合抗力分项系数取1/0165):

20.5πde(7)Vbc=2fc式中:de为锚栓中心到混凝土基础边缘的距离(in),

de≥4d,fc为混凝土抗压设计强度(ksi),Vbc量纲为

pounds。锚栓抗剪承载力取上两式计算的较小值。图6　柱底板和基础相对位置

41锚栓抗剪的计算方法

对一个柱脚来说,其抗剪能力可分为两个部分,一部分是柱脚与基础间的摩擦力,其大小一般可取(013～014)N,另一部分是锚栓与混凝土基础组成的系统的抗剪能力Vb,这里所说的就是Vb的计算。由于对锚栓抗剪承载能力极限状态的认识不同而使人们在确定Vb时有不同的结果。

(1)于安麟[628]等建议的方法

文[6]认为:锚栓有良好的塑性变形能力,设计时应保证混凝土不破坏,使锚栓2混凝土系统的破坏集中于锚栓。此时以锚栓剪切破坏为基础,Vb为:

Vb=ηn0fyAe/

上述研究结果是对单个锚栓研究的结论,没有考虑底板有一个厚度以及钢底板对混凝土有约束等有利因素的影响,介绍这些主要是为了使读者有一个对比。

(4)(GB50010—《混凝土结构设计规范》2002)预埋件设计法

在我国钢筋混凝土结构设计规范的预埋件设计中,配置直锚筋的预埋件采用的破坏形式为:锚筋弯曲达到塑性弯矩,锚筋底下的混凝土达到局部承压强度,经推导及试验验证得到以下公式:

Vb=(4-0.08d)

fc/fyfyAs

(8)

3(4)

式中:η为修正系数,用于考虑锚栓受力不均匀影响,低位锚栓可以取0165,高位锚栓取014;n0为参与抗剪的锚栓总数(当承受弯矩时,n0为受压区锚栓数,受拉侧锚栓不参与抗剪)。

上式表述的破坏模式为锚栓弯剪破坏,考虑了锚栓受剪后附近混凝土承压破坏导致力臂增加和弯矩增加使抗剪能力降低的因素。由于没有专门对单个锚栓的抗剪承载力进行研究,给出的式子是以柱脚整体抗剪承载力的形式表示的。

(2)李德滋建议的方法[1]

建议同时考虑锚栓抗拉和抗剪,抗剪承载力的取值与普通螺栓相同,假定柱脚底板与混凝土接触面上的摩擦系数为014,大于这个摩擦力的柱脚水平剪力由锚栓承受。锚栓提供的抗剪能力为:

Vb=nf

myAe

其中:当(4-0108d)fc/fy>017时取017,d为锚栓直径。

式(8)主要是根据锚筋直径小于等于<24的试验总结出来的,而且只适用于埋板顶面与基础混凝土面平齐的情况。在这里介绍这个公式,主要考虑到混凝土内预埋件受剪时的受力情况与锚栓受剪时基本相同。不同之处在于钢柱底板锚栓孔径较大,可能会影响抗剪能力,锚栓抗剪承载力估计是在上式基础上乘以适当的折减系数。

(5)英国的方法

英国完全将锚栓看作普通螺栓。设计指标取与普通螺栓相同,但是在柱脚抗剪计算时完全忽略摩擦力的作用。英国对柱底板上孔径的要求是:

d0=d+5　(当d≤20mm时)

d0=d+8　(当d≥24mm时)

　　　　　(5)

在满足构造要求的情况下,锚栓承载力不由混凝土破坏控制。

12

(6)美国核工业结构预埋件设计规定(ACI349—85)

(3)于安麟等建议的方法

试验研究表明,下部混凝土弹性模量小且可能压碎,受剪时锚栓内会产生拉力(这是锚栓受剪和普通螺栓受剪不同的地方),美国规范ACI349—85将剪力换算成等效的拉力,与锚栓实际的拉力叠加后一起计算。

51锚栓抗拉和抗剪计算方法(1)李德滋教授推荐的计算方法规范GB50017—2003规定锚栓的抗拉强度设计

2

值fat=140N/mm,小于普通螺栓抗拉设计值170N/

mm约20%。这样处理估计有二个理由:一是由于柱

2

于安麟等建议,受压区锚栓不承受拉力,可以参与

抗剪,抗剪能力由式(4)计算。受拉侧锚栓屈服时柱脚底板下的弯矩即为柱脚的抗弯承载力:

My=Ty(dt+dc)+Ndc

(12)

式中dt和dc分别是受拉锚栓和基础反力R至柱轴线的距离,Ty=ntAefy为受拉锚栓屈服拉力,nt为受拉锚栓数,N是柱脚轴力,压为正。

从上式得到外力作用下所需的柱脚锚栓抗拉力:

Ty=

My-Ndcdt+dc

(13)

脚靴梁底板很难同混凝土基础完全对称地接触,很容易导致柱脚左右侧锚栓在弹性阶段受力不均匀(但在塑性阶段又逐渐趋于一致);二是在计算时未考虑锚栓同时承受剪力,但这个剪力是实际存在的,并且对锚栓抗拉承载力有影响。他也建议可采用第二种方法设计锚栓:认为锚栓的设计强度与粗制螺栓相等。假定柱脚底板与混凝土接触面上的摩擦系数为014,大于这个摩擦力的刚架上水平荷载由锚栓承受,这时锚栓按如下拉2剪的公式计算:

b

(9)Nt≤1.25[Nt]-1.6Nv

Nt≤[Nt]

b具有合理破坏模式的钢柱脚,受拉侧锚栓先屈服,屈服

时的水平荷载即为柱脚抗剪的承载力。

Vmax=0.4(Ty+N)+ηn0Aefy/

3(14)

上式的摩擦抗力考虑了锚栓拉力使基础混凝土反力增加的有利影响,是合理的。三、结语11国内外钢柱脚单个锚栓的承载力的计算方法,都有其合理的方面。如美国根据柱底板与基础的相对位置采用不同的摩擦系数,以考虑柱底板侧面混凝土承压以及底板下混凝土受到的约束不同的影响;于安麟等的建议式中,柱脚抗剪能力依据混凝土反力而不仅仅是柱底截面的轴力。

21我国对Q235锚栓的强度设计值是在普通螺栓

(10)

式中:[Ntb]为每个锚栓单纯受拉时的抗拉能力;Nt,Nv分别为每个锚栓同时承受的拉力和剪力。式(9)实际上取纯剪时的抗力为

b

(1125/116)[Ntb]=0178[Ntb]=[Nv]与普通螺栓的抗剪能力相同。

(2)美国ACI349—85计算方法[18,20]

强度设计值170N/mm2乘以0182得到的,而普通螺栓设计应力取170N/mm2是因为考虑撬力的影响,在

215N/mm2上打018折得到。欧美等国都取与普通螺

锚栓设计由锚栓屈服破坏控制。按照LRFD设计

法,锚栓承载能力设计值大于等于拉力和剪力共同作用下的等效拉力。

CNv+Nt≤(11)

栓完全相同的数值,因为设计螺栓时要单独计算其撬力,所以普通螺栓的设计强度与钢材本身的设计强度相同。由于钢柱脚下部混凝土的弹性模量小,柱底板较厚等,锚栓内的撬力是很小甚至是没有的。这样一比较发现,我国锚栓的强度设计值仅仅是欧美等国的2/3。根据目前国内应用现状,对锚栓强度设计值按照李德滋教授的另一个建议,取与普通螺栓的相同并作如下解释比较合理:柱脚锚栓受力不均匀打019折,考虑锚栓工作条件和预埋质量等乘以系数019,这样019×019×215=174,取170N/mm2。

31锚栓不能参与抗剪的规定是没有依据的。相

式中:<=019(我国抗力分项系数的倒数),C为剪切系

数,等于摩擦系数和3乘积的倒数,其值为:当柱底板的顶面与基础混凝土表面平齐时取C=1/019=1111(摩擦系数为0152);当柱底板的底面与基础混凝土表面平齐时取C=1/017=1143(摩擦系数为0140);当柱底板下面有水泥砂浆垫层时取C=1/0155=1182(摩擦系数为0132)。

美国根据柱底板与混凝土表面的相对关系对摩擦系数取不同的值,无疑是一个合理的因素。

文[27]认为柱脚承受较大剪力的同时还承受拉力,则要求设置专门的抗剪连接键。当承受剪力时柱脚没有拉力,则锚栓可同时承受拉力和剪力,文中给出了锚栓受拉剪的算例。

反,英国有只能抗剪而不能抗拉的锚栓。即使最早提出当前采用的设计方法的李德滋教授,也同时提出了一个考虑锚栓抗剪的设计方法。目前Q235锚栓的强度设计值仅取140N/mm2,根据李德滋教授的解释,部分原因是考虑锚栓实际参与抗剪的缘故,因此当前的设计方法中包含了如下不一致的因素:考虑了抗剪使得锚栓抗拉承载力降低的因素,而设计时锚栓又不得

13

参与抗剪。要使锚栓抗拉强度降低10%和20%,根据第四强度理论,锚栓受到的剪力必须达到01436Aefv和016Aefv。这是一个相当大的剪力,如果能够利用这部分抗剪能力,则当前轻钢厂房柱脚的设计可以避免设置抗剪键,方便了钢结构的制作和基础施工。

41在多少锚栓参与抗剪的问题上,存在不同的作法,这与锚栓的构造有关:

(1)柱子安装就位后螺母下的垫板与柱底板不焊

压型高强螺栓连接,依靠螺栓杆承压抗剪就不考虑摩擦力抗剪(高强螺栓前者必比后者大)。而钢筋混凝土柱的抗剪强度是与混凝土柱内的轴压力成正比的。对柱脚应该如何考虑,需要试验研究。

参

考

文

献

11李德滋.钢柱柱脚锚栓的应力分析和设计.见:钢结构研究论文选集(第二册),全国钢结构标准技术委员会,1983.

21李德滋.缩小钢柱脚柱轮廓尺寸对上部钢框架性能的影响.见:

钢结构规范组资料,1982.

31李德滋.钢柱柱脚靴梁和底板的应力分析和设计.见:钢结构规范组资料,1982.

41李德滋.在柔性钢柱柱脚底板作用下的混凝土基础承载力的试验研究.见:钢结构规范组资料,1982.

51李德滋.钢柱柱脚底板的弹性有限元分析和试验研究.见:钢结构规范组资料,1982.

61于安麟等.钢柱脚在不同弯剪比时的抗剪性能研究.工业建筑,

1994,(1).

71于安麟等.露出型钢柱脚抗剪性能研究(1).工业建筑,1992,

(5).

81于安麟等.露出型钢柱脚抗剪性能研究(2).工业建筑,1992,

(6).

91钢结构设计规范(GB50017—2002).中国建筑工业出版社,

2003.101钢结构设计规范(GBJ17—88).中国建筑工业出版社,1989.111罗邦富,魏明钟等.钢结构设计手册.中国建筑工业出版社,

1994.121赵熙元.钢结构设计手册.冶金工业出版社,1995.131混凝土结构设计规范(GBJ10—89).中国建筑工业出版社,

1990.

141UedaT,KitipornchaiS,LingK.Experimentalinvestigationofan2

chorboltsundershear.JournalofStructuralEngineering,ASCE,1988,(4).

151ConardRF.Testsofgroutedanchorboltsintensionandshear.ACI

Journal,Sep.,1969.

161LeeMM,BurdetteEG.Anchorageofsteelbuildingcomponentsto

concrete.AISCEngineeringJournal,FirstQuarter,1985.

171AdihardjoR,SoltisL.Combinedshearandtensionongroutedbase

details.EngineeringJournal,AmericanInstituteofSteelConstruc2tion,1979,16(1).

181ChippJG,HaningerER.Designofheadedanchorbolts.AISCEn2

gineeringJournal,SecondQuarter,1983.

191McmackinPJ,SlutterRG,FisherJW.Headedsteelanchorunder

combinedloading.AISCEngineeringJournal,2ndQuarter,1973.201DewolfJT,SarisleyEF.Columnbaseplateswithaxialloads,&

moments.JournaloftheStructuralDivision,ASCE,ST11,Vol.106,1980.

211ACICommittee349.Proposedadditiontocoderequirementsfor

nuclearsafetyrelatedconcretestructures(ACI349—76)andaddi2tiontocommentaryoncoderequirementsfornuclearsafetyrelatedconcretestructures(ACI349—76).ACIJournal,1978,75(8).221ACI349—85.CodeRequirementsfornuclearsafetyrelatedstruc2

tures.AppendixB2SteelEmbedments.

231KlingnerRE,MendoncaJA.Shearcapacityofshortanchorbolts

andweldedstuds:aliteraturereview.ACIJournal,July2August1983.

241LeeMM,BurdetteEG.Multipleboltanchorages:methodforde2

terminingtheeffectiveprojectedareaofoverlappingstresscones.AISCEngineeringJournal,FirstQuarter,1985.

251CannonRW,GodfreyDA,MoreadithFL.Guidetothedesignof

anchorboltsandothersteelembedments.ConcreteInternational,July,1981.

261FisherJM.Structuraldetailsinindustrialbuildingsengineering

Journal.AmericanInstituteofSteelConstruction,1981,18(3).271KharodVJ.Anchorboltdesignforshearandtension.AISCEngi2

neeringJournal,1980,17(1).

281ClarkeAB,CowermanSH.Structuralsteelwork:limitstatede2

sign.ChapmanandHallLtd.,1986.

291AlexanderNewman著,余洲亮译.金属建筑系统.清华大学出版

社,2001.

接,这时由于柱底板上开了大孔,锚栓与底板可能没有相互接触,此时文[26]建议最多取两个锚栓参与抗剪,因为预埋锚栓的位置可能不准,导致不是所有锚栓同时与柱底板接触承压,锚栓群可能发生解扣式剪坏。文[6]则建议取受压区锚栓参与抗剪(他们的试验中实际上也是两个,试验孔径比栓径大6mm)。

(2)作者普遍采用了垫板和柱底板在柱子安装就位后满焊焊接的方法,这样锚栓和柱底板之间不能产生滑移,所有锚栓都可以参与抗剪。

51锚栓的抗剪强度设计值应该取多大?对于这个问题,存在不同的观点:

(1)本文认为:由于柱底板开大孔,在底板高度范围内是空的,这一段在剪力作用下会产生弯曲,设这一段锚栓是长度为(tp+d0-d)的两端固定梁(假定锚栓偏向一边,底板上孔径d0与锚栓直径之差部分(d0-d)的混凝土厚度破碎,对锚栓没有起承压作用,tp是

柱底板厚),则锚栓杆形成塑性铰时的剪力为

Nv=Aefv

b

=ηNv

tp+d01+0.615-1

d

2

(15)

对常用的尺寸,取d0-d=12mm,d=24～42mm,tp=

20～36mm,折减系数在0165～0179范围内。偏于安

全可以取钢材抗剪设计强度的2/3,与文[6]建议的系数0165接近。

(2)文[28]和文[26]均认为锚栓的抗剪强度可以

不降低。而式(6)则直接依赖于锚栓的极限强度而非屈服强度。表1是各个公式计算的一个锚栓的抗剪承载力比较。

各公式抗剪承载力比较(kN)

式(4)2918

式(5)4518

式(6)7519

式(7)32910

式(8)4811

英国5919

式(11)5310

表1

式(15)3015

　　3注:取de=4in(10116mm),fc=4.2ksi(2819N/mm2)。

61锚栓抗剪和摩擦力抗剪能否同时考虑

英国采用了不考虑摩擦力抗剪的设计方法,美国的式(11)似乎同时考虑了锚栓和摩擦力抗剪。文[1]建议超过摩擦力的部分由锚栓抗剪。回忆摩擦型和承14