anchorage是什么意思horage在线翻译读音

IndustrialConstructionVol.51,No.11,2021工业建筑 2021年第51卷第11期 81

锚筋式埋件节点拉拔试验及有限元分析

∗

马宏伟

1 韦增挺1 刘维亚2

(1.华南理工大学土木与交通学院,广州 510640;2.深圳千典建筑与工程

设计顾问有限公司,广东深圳 518042)

摘 要:锚筋式埋件节点在索支承幕墙中应用广泛,且节点承受较大拉力。为了解拉索节点中锚筋式埋

件的实际力学性能,制作了3个单拉索节点试件和2个三拉索节点试件,并对试件进行受拉承载力试验。结

果表明:采用锚固长度大于30倍钢筋直径且端部加强的构造时,锚筋式埋件节点中不会出现混凝土与锚筋的

黏结滑移破坏,仅出现锚筋的拉断;在三拉索节点中,边索受荷不会影响中索的承载力。另外,针对单拉索节

点进行了有限元模拟。对比两者的结果可知,有限元分析所得的单拉索节点荷载

-

位移曲线与试验所得曲线

能够较好地吻合,并且两种曲线的屈服荷载与极限荷载误差均在6%以内。

关键词:锚筋式埋件;抗拉承载力;静力试验;拉索节点;有限元分析

DOI:10.13204/20110403

PULL-OUTTESTANDFINITEELEMENTANALYSIS

OFANCHORAGE-EMBEDDEDPARTS

MAHongwei1 WEIZengting1 LIUWeiya2

(ofCivilEngineeringandTransportation,SouthChinaUniversityofTechnology,Guangzhou510640,

China;enQiandianArchitectural&EngineeringConsultCo.,Ltd.,Shenzhen518042,China)

Abstract:Theconnectionsofanchorage-embeddedpartshavebeenwidelyusedincable-supportedcurtainwalls,

rtounderstandtheactualmechanicalpropertiesofanchorage-embeddedparts

inconnectionofcables,3specimensofanchorage-embeddedpartswithasingletensionalcableand2specimensof

anchorage-embeddedpartswiththreetensionalcableswerefabricated,andthetestsoftensilebearingcapacityfor

ultsshowedthat:whentheanchoragelengthwaslongerthan30timesthediameter

ofthesteelbarandtheendwasreinforced,thebondslipfailurebetweentheconcreteandtheanchoragepartswould

notoccur,onnections,theloadsinthesidecablewouldnotimpact

tion,asinglecableconnectionwassimulatedbyFEM.

Comparingthetworesults,itshowedthattheload-displacementcurveoftheanchorage-embeddedpartswithasingle

tensionalcableobtainedbyFEMwasingoodagreementwiththecurveobtainedfromtests,andtheerroroftheyield

loadandtheultimateloadallless6%.

Keywords:ahchorage-embeddedpart;tensioncapacity;statictest;connectionofcable;finiteelementanalysis

∗亚热带建筑科学国家重点实验室开放课题(2018ZB29)。

第一作者:马宏伟,男,1973年出生,博士,副教授。

电子信箱:hwma@

收稿日期:2020

-

11

-

04

随着高层建筑的迅速发展,索支承幕墙[1

-

4]

得

到了广泛的应用。通常索的拉力较大,拉索通过端

部埋件节点将力传递给主体结构。从构造角度上,

拉索埋件节点常采用锚筋式埋件。

对于锚筋式埋件节点,王宝珍等针对不同类型

预埋件进行试验,肃然起敬的肃是什么意思 在钢筋混凝土的“剪力

-

摩擦”理

论的基础上,提出了预埋件在不同受力状态下的锚

筋计算式

[5]。预埋件专题研究组给出了锚筋式埋

件在纯剪、拉剪和弯剪状态下的受力性能,提出了拉

剪预埋件的计算式

[6]。殷芝霖等对锚筋式埋件的

破坏机理、计算方法、构造要求和有关影响承载力的

主要因素进行了分析论述,并提出了纯拉状态下锚

筋式埋件的抗拉承载力计算式

[7]。

此外,在高层钢梁和混凝土墙体的连接中,李国

强等对混合结构中钢梁

-

混凝土墙体连接节点中锚

筋式预埋件进行了试验

[8],研究了该埋件在恒定剪

力和反复轴力作用下的受力性能。王清湘等针对大

直径锚筋预埋件进行纯剪、拉剪试验

[9]。王安彬对

82 工业建筑 2021年第51卷第11期

火灾后的预埋件剩余承载能力进行了研究

[10]。周

辉等针对超规预埋件进行足尺承载力试验

[11]。王

秀娟等在分析计算锚板厚度的基础上,认为在轴心

受拉和受弯构件的锚板厚度计算中,锚板厚度取1.3倍的锚筋直径可满足要求[12]。马臣杰等通过

对幕墙预埋件进行有限元分析研究了埋件的抗拉承

载力和抗剪承载力

[13]。朱耀国等建立了有限元模

型对预埋件的受力性能进行数值计算

[14]。

国外对预埋件的受力性能和破坏机理也进行了

大量的研究。Reoder等通过试验研究了混合结构中

钢梁和剪力墙连接处预埋件的受力性能

[15]。Obata

等通过试验分析了在预埋件中靠近端部的锚筋的抗

拉拔强度及破坏特点

[16]。Khalil等对钢柱和基础连

接处的预埋件进行了大量的试验研究和数值

分析

[17]。

GBJ10—89《混凝土结构设计规范》首次给出

了预埋件锚筋总截面面积的计算式,现行GB50010—2010《混凝土结构设计规范》中预埋件的锚

筋计算式与GBJ10—89的算式一致,在构造上把锚

筋的级别由HPB235改为HPB3跺脚的拼音 00。当锚筋式埋件

在受拉状态下,发现即使利用GB50010—2010推荐

的算式计算的值与试验结果相比也较低。王蔚等针

对越南某港口设计实例,采用美国房屋建筑混凝土

结构规范(ACI318-14)对预埋件进行了计算分析,

并与GB50010—2010的计算结果进行对比,发现GB

50010—2010注重预埋件的设计计算和构造[18]。

为探究锚筋式埋件在实际工程的受拉承载

力,通过两组静力拉拔试验,研究单拉索与三拉

索节点中锚筋式埋件的破坏形态和极限承载力。

三拉索节点模拟了幕墙拉索节点在工程中的实

际受力状态;单拉索节点是幕墙节点受荷状态的

简化。

1 试验研究

1.1 试件概况

根据深圳某大厦工程中幕墙拉索节点的构造,

并采取1∶2的缩尺比例制作试件。试件分为三拉索(SJ1)与单拉索节点(SJ2)两种,试件的构造和尺寸

如图1所示,试件中埋件的构造如表1所示。SJ1

试件在悬梁间按4等分点布置了3个埋件,以MJ1

表示;SJ2试件仅在梁跨中布置了1个埋件,以MJ2

表示。

a—SJ1平面;b—SJ1侧立面;c—1—1剖面;d—SJ2平面;e—SJ2侧立面;f—2—2剖面。

图1 试件SJ1、SJ2示意 mm

Fig.1 SchematicdiagramsofSJ1,SJ2

表1 试件构造

Table1 Parametersofspecimens

序号试件编号埋件数量单个埋件中锚筋的数量

1SJ1

-

13812

2SJ1

-

23812

3SJ2

-

111012

4SJ2

-

211012

5SJ2

-

311012

试件的混凝土强度等级为C40,梁纵向受力锚

筋均采用HRB400。根据GB50010—2010,锚固长

度取370mm,锚固形式为一侧贴焊锚筋,锚板采用

Q235钢材,厚度取20mm,尺寸为200mm

100mm

20mm。

1.2 加载装置

试验按照GB/T50152—2012《混凝土结构试验

方法标准》相关规定进行加载设计。主要的加载装

置为反力架和千斤顶。SJ1的加载装置如图2a所

示,每根反力梁均采用两个千斤顶同步单向加载。

其中,边索采用两个1000kN千斤顶加载,中索采

锚筋式埋件节点拉拔试验及有限元分析———马宏伟,等83

a—SJ1;b—SJ2。

图2 加载装置

Fig.2 Testdevices

用两个500kN千斤顶。SJ2的加载装置如图2b所

示。试件SJ2采用两个500kN千斤顶同步单向

加载。

1.3 加载制度及数据测量

各试件均按照GB/T50152—2012进行分级加

载。加载过程中,对任一反力梁下的两个千斤顶,连

接同一油泵进行送油,实现两个千斤顶的同步加载。

当油泵持续给油时,千斤顶的力传感器读数不增加,

而节点位移还不断增大,一旦出现预埋件的锚筋被

拉断、锚筋被拔出、混凝土发生锥体破坏等现象时,

即停止加载。在SJ1试件的锚板、锚筋及节点区域

的钢筋设置应变片,如图3所示。为了观察埋件的

变形与破坏的发展过程,在每个试件拉索节点的上

下部位各设置两个位移枳花明驿墙的明的妙处 计,如图4所示,每个加载级

别读取2到3次数据。

对于三拉索节点,为研究边索受力对中索的影

响,两个试件的加载制度略有区别。对于SJ1

-

1试

件,先对边索梵怎么读 加载,每级荷载为50kN,加载至300kN

并维持住此荷载;再对中索加载,开始每级荷载为

a—锚筋;b—锚板;c—边索处悬挑梁箍筋;d—中索处悬挑梁箍筋。

图3 应变片布置

Fig.3 Arrangementsofstraingauges

图4 位移计布置

Fig.4 Arrangementsofdisplacementmeters

20kN,加载至400kN后,中索荷载调整为每级

10kN,直至中索埋件被拔出,加载制度如图5a所

示。SJ1

-

2的加载制度为:先以增量为50kN对边

索逐级加载,至250kN后暂停加载;之后以20kN

的增量对中索逐级加载,加至320kN后暂停;继续

对边索加载至300kN并维持不变,在边索荷载从

250kN增加到300kN期间,中索荷载维持不变;中

索继续按20kN每级加载,加载至400kN后,荷载

调整为每级10kN,直至埋件被拔出,加载制度如

图5b所示。

SJ2试件的加载制度均为力控制加载,中索每

级荷载为20kN,加至400kN后每级荷载改为

10kN,直至其埋件被拔出或荷载开始下降时,如图

5c所示。

2 试验结果及分析

2.1 三拉索节点

2.1.1 试验现象

对于三拉索节点试件SJ1

-

1,当边索加载至

300kN时,在右侧节点埋件附近首先出现弧形裂

缝。当中索加载至240kN时,中间埋件附近开始出

现与梁纵轴成约30的斜裂缝,如图6a所示。随着

荷载的增加,在锚板附近的裂缝逐渐发展。当中索

荷载接近420kN时,部分裂缝宽度约为2~3mm。

当荷载达到440kN时,裂缝宽度继续扩展,如图6b

所示。继续加载至460kN,埋件锚筋全部拉断,埋

84 工业建筑 2021年第51卷第11期

a—SJ1

-

1;b—SJ1

-

2;c—SJ2。

图5 加载制度

Fig.5 Loadingprocedures

a—SJ1

-

1中索节点首条裂缝;b—SJ1

-

1中索节点裂缝开展;c—SJ1

-

1中索节点破坏;d—SJ1

-

2中索节点首条裂缝;

e—SJ1

-

2中索节点裂缝开展;f—SJ1

-

2中索节点破坏。

图6 三拉索节点埋件破坏

Fig.6 Failurepatternsofspecimens

件被拔出,如图6c所示。从拔出后的埋件可见,所

有锚筋在根部断裂,呈颈缩状三拉索节点试件SJ1

-

2的试验现象与试件SJ1

-

1类似。当边索加载

至240kN时,右侧埋件附近混凝土梁首次出现与梁

纵轴成约40的斜裂缝。对边索加载至250kN后保

持边索拉力不变,开始对中索加载。当中索荷载为

200kN时,中间埋件附近的混凝土梁出现与梁纵轴

成约45的斜裂缝,中索加载至280kN时,斜裂缝向

上扩展,如图6d、6e所示。对中索加载至320kN后

保持中索拉力不变,继续对边索加载。当边索拉力

达到280kN时,出现第二条弧形裂缝;对边索加载

至300kN时,混凝土梁出现垂直于梁轴线的垂直裂

缝。此时,保持边索拉力不变,继续对中索加载,当

荷载接近400kN时,部分裂缝宽度明显加大。荷载

为440kN时,试件出现响声,荷载略有下滑。继续

加载至460kN,中索节点埋件的锚筋全部拉断,如

图6f所示。

2.1.2 位移分析

三拉索节点荷载与位移关系如图7a、7b所示。

“前”与“后”表示锚板前端与后端位移计分别扣除

支座处位移计后的位移值,即“T

前”

=

T2-

T4,“T后”

=

T

1-

T3。曲线基本分为两个阶段:在第一阶段,曲线

呈线性增长趋势;由于梁的刚度很大,此时主要变形

是梁的弹性变形;钢筋与混凝土间黏结应力随拉索

荷载增加而增大。随着拉索荷载的增加,此时锚筋

应力增加,开始出现塑性变形,且变形值在增加。同

时,钢筋与混凝土间出现较小的黏结滑移。在第二

阶段,拉索节点进入弹塑性状态,力与位移曲线变平

缓,锚板位移增长迅速,荷载增长幅度变缓,当荷载

达到锚筋群组的抗拉承载力时,锚筋被拉断。

锚筋式埋件节点拉拔试验及有限元分析———马宏伟,等85

a—SJ1

-

1;b—SJ1

-

2。

前;后。

图7 荷载

-

位移关系曲线

Fig.7 Load-displacementcurves

2.1.3 应变分析

试件SJ1

-

1的荷载与应变关系如图8所示。图8a为右侧边索位置锚筋的荷载与应变关系曲线,在

整个加载过程,锚筋的应变一直维持在较低水平。

图8b为中间锚筋的荷载与应变关系曲线,在中索所

受荷载较低时,14、16和19号应变片值有跳跃;当

荷载小于250kN时,应变值小于2.0

10-

3,说明锚

筋基本保持弹性状态;当荷载达到250kN时,19号测

点首先达到屈服应变;当荷载达到400kN时,其余锚

筋均达到屈服应变;当荷载达到460kN时,全部测点

应变大于10.0

10

-

3。图8c为箍筋的荷载与应变关

系曲线,在试验过程中,中间箍筋先后达到屈服应变;

右侧箍筋的应变维持在较低状态。随着荷载的增加,

中部箍筋36号应变片的应变值在荷载值较低时已达

到2.0

10

-

3,说明已经屈服;中部箍筋的37号应变片

在荷载值达到400kN时,应变值突增,达到3.0

10-

3;其余中间箍筋测点的应变值在整个加载过程均

维持在较低水平。右侧箍筋的41号应变片在整个加

载过程应变值很低,在0.7

10

-

3

以内。

a—右侧锚筋;b—中间锚筋;c—箍筋。

图8 SJ1

-

1荷载

-

应变关系曲线

Fig.8 Load-straincurvesofSJ-1

试件SJ1

-

2的荷载与应变关系如图9所示。图

9a为左侧锚筋的荷载与应变关系曲线,整个加载过

程,左侧锚筋的应变维持在较低水平。图9b为中间

锚筋的荷载与应变关系曲线,在荷载为150kN时,

有一测点的应变达到2.0

10

-

3,说明已经屈服;当

中索荷载达到260kN时,超过屈服应变的测点增

多;当中索荷载达到350kN时,大部分测点的应变

达到屈服应变;当荷载达460kN时,全部测点应变

超过2.0

10

-

3。可见,代表锚筋上部的奇数测点先

屈服,代表锚筋下部的偶数测点后屈服,这与埋件的

破坏形式吻合,表现为锚筋在埋件上部全被拉断。

此外,发现9号应变片在中索荷载为150,250,280kN时发生突变,而在对称位置的13号应变片

并没有存在这种现象,因此造成突变现象的原因是

应变片发生黏结破坏。图9c为箍筋的荷载与应变

关系曲线,在整个试验过程中,右侧箍筋的应变值维

持在1.5

10

-

3

左右,说明右侧箍筋保持在弹性

状态。

综上,对于三拉索节点:加载顺序变化对节点的

承载力几乎没有影响,对边索锚筋的应变也影响不

大。在整个加载过程中,边索锚筋的应变很小。

2.2 单拉索节点

2.2.1 试验现象

对于单拉索节点试件SJ2

-

1,当荷载加至200kN时,在埋件附近混凝土梁首次出现垂直于梁

纵轴的裂缝,如图10a所示;继续加载,垂直于梁纵

轴的裂缝逐渐增多,在离埋件较远的梁截面也陆续

出现裂缝,且裂缝宽度不断扩展;在梁顶面也出现了

垂直于梁纵轴的裂缝,如图10c所示;当荷载加至450kN时,混凝土裂缝宽度继续增加,如图10d所

86 工业建筑 2021年第51卷第11期

a—左侧锚筋;b—中间锚筋;c—箍筋。

图9 SJ1

-

2荷载

-

应变关系曲线

Fig.9 Load-straincurvesofSJ-2

a—SJ2

-

1拉索节点首条裂缝;b—SJ2

-

1拉索节点裂缝开展1;c—SJ2

-

1拉索节点裂缝开展2;d—SJ2

-

1拉索节点试件破坏;

e—SJ2

-

2拉索节点首条裂缝;f—SJ2

-

2拉索节点裂缝开展1;g—SJ2

-

2拉索节点裂缝开展2;h—SJ2

-

2拉索节点试件破坏;

i—SJ2

-

3拉索节点首条裂缝;j—SJ2

-

3拉索节点裂缝开展1;k—SJ2

-

3拉索节点裂缝开展2;l—SJ2

-

3拉索埋件锚筋拉断。

图10 单拉索节点埋件破坏

Fig.10 Failuremodesofspecimens

示。继续给拉索加载,试件变形加大,但荷载却增加

不大;持续加载,加至470kN时荷载不再增加,埋件

下的混凝土出现贯穿裂缝,停止加载。

对于单拉索节点试件SJ2

-

2,当荷载加至

200kN时,在埋件附近混凝土梁首次出现垂直于梁

纵轴的裂缝,如图10e所示。荷载加到240kN时,

混凝土梁上出现更多裂缝。继续加载,在离埋件较

远的梁截面也陆续出现了垂直于梁纵轴的裂缝,并

不断扩展,如图10g所示。当加载至490kN时,埋

件附件的混凝土裂缝宽度增加到2~3mm,如图10h

所示。持续加载,当拉索荷载达到550kN,埋件和

梁面混凝土间裂缝明显,且埋件附近混凝土出现多

条竖向贯穿裂缝,此时千斤顶的荷载开始下降,则停

止加载。

对于单拉索节点试件SJ2

-

3,当荷载加至

180kN时,在埋件附近首次出现垂直于梁纵轴的裂

缝,如图10i所示。继续加载,在离埋件较远的梁截

面也陆续出现垂直于梁纵轴的裂缝,并逐渐增多,不

断扩展,如图10k所示。当荷载加至530kN时,有裂

缝宽度增加到2~3mm,加至570kN时,埋件突然被

拔出,埋件上锚筋上部全断,呈颈缩状,如图10l所示。

在SJ2的3个平行试件中,SJ2

-

3的锚筋被拉

断,且实际承载力SJ2

-

3最高,符合实际情况。鉴于

试件SJ2的埋件锚筋的锚固长度大于30倍钢筋直

径且锚筋端部采用了加强构造措施,此时试件没有

出现混凝土与锚筋的黏结滑移破坏。对于施加荷载

锚筋式埋件节点拉拔试验及有限元分析———马宏伟,等87

最大的试件SJ2

-

3,其破坏形式为埋件锚筋的拉断,

即为节点试件的典型破坏形式。

2.2.2 位移分析

单拉索节点荷载与位移关系如图11a、11b和

11c所示。“外”与“内”表示位移计的位置,在梁上

锚板长边两侧。由图可知,图11a和11b的位移比11c的大,是由于在试件SJ2

-

1和SJ2

-

2中,锚板上

的位移计记录到的位移包含梁的变形。

a—SJ2

-

1;b—SJ2

-

2;c—SJ2

-

3。

外;内。

图11 荷载

-

位移关系曲线

Fig.11 Load-displacementcurves

为了消除梁变形对节点位移的影响,对于试件

SJ2

-

3,扣除梁的位移后得到了锚板的相对位移,如

图11c所示。在拉索荷载较小时,荷载与位移呈线

性关系;随着拉索荷载的增加,锚筋应力不断增大,

锚筋与混凝土之间的黏结应力也逐步增大。当拉索

节点进入弹塑性阶段时,锚筋变形量明显增加,黏结

滑移量不断增加,荷载与位移曲线变缓;当荷载达到

锚筋群组的抗拉承载力时,锚筋被拉断。

2.2.3 单拉索节点有限元分析

为进一步了解拉索节点中锚筋式埋件的实际承

载力,并验证试验结果的可靠性,针对单拉索节点进

行了有限元分析。1)材料本构模型。

a.混凝土的本构关系模型。当未达到极限强度

之前,混凝土应力

-

应变曲线可采用GB50010—

2010中的本构关系,当混凝土达到极限强度之后,

其应力

-

应变曲线的下降段可由Hongnestad所提的

算式:

c

=

f

c[1

-

(1

-

c

/

0)n]c≤0

f

c1

-

0.15

c

-

0

cu

-

0

()

0≤c≤cu

(1)

式中:

c

为混凝土受压峰值应力对应的应变。

根据GB50010—2010,式中n

=

2,c=

0.002,cu=

0.0033。混凝土的本构关系曲线如图12所示。在

ANSYS中,混凝土轴心抗压强度取26.8MPa,轴心

抗拉强度取2.39MPa,弹性模量E0

取3.25

10

4

MPa。Es

表示混凝土在达到极限强度

0

时的割线

模量。

图12 混凝土应力

-

应变曲线

Fig.12 Thestress-straincurveofconcrete

b.钢材与钢筋的本构关系模型。锚筋、上部锚

板以及混凝土内的箍筋、纵筋均采用的是线性强化

弹塑性模型中的双线性随动强化模型(使用vonMises屈服准则)。弹性模量E均取2.03

104MPa,

塑性模量E

st

取为弹性模量的0.03倍。其应力

-

应变

曲线如图13所示。锚板采用Q235钢材,根据材性试

验得到其抗拉屈服强度为272MPa;锚筋采用HRB400

钢筋,由材性试验可知其屈服强度为452MPa。

图13 钢材应力

-

应变曲线

Fig.13 Thestress-straincurveofsteel

2)单拉索节点弹塑性模型有限元网格划分。

单拉索节点试件的构造主要包含混凝土梁、梁

内纵筋与箍筋、预埋钢筋、锚固钢筋上的钢板、拉索、

88 工业建筑 2021年第51卷第11期

千斤顶、反力架以及支座几个部分。选择大型有限

元分析软件ANSYS对单拉索节点进行三维实体模

拟仿真分析。由于研究的对象是预埋件的受力和变

形情况,故对钢筋和混凝土的网格划分要求较高,因

而采用扫掠法得到六面体形状的网格,并把控制网

格划分总体质量的Relevance值设置为40,使划分

的网格更细致、质量更高;网格划分如图14所示。

单拉索节点的整体有限元模型共有132462个单

元,578845个单元结点。钢筋截面直径方向与上层

混凝土被划分成16层单元,下层混凝土被划分成10层单元,混凝土整体被划分为94220个单元;

10根预埋钢筋被划分为23728个单元;锚筋上部钢

板被划分为14514个单元。单拉索节点整体模型

中混凝土部分采用Solid65单元,钢材采用Solid

186单元。

a—模型正视;b—预埋钢筋与其上部钢板。

图14 单拉索节点有限元网格划分

Fig.14 Finiteelementmeshingofthesinglecableconnections

3)有限元模型的边界条件和求解设置。

为了模拟相应拉索节点拉拔试验中单拉索节点

构件的约束情况,将支座上方混凝土与构件一起参

与模型的建立,并对梁端的底面支座处分别施加固

定约束,以限制梁端底面在x、y、z方向上的移动和

绕各坐标轴的转动。对模型中预埋钢筋上部钢板的

中心区域施加竖直向上的z向位移,施加的位移值

为3mm,用来模拟上部拉索的拉拔力对单拉索节点

的作用。采用直接法对单拉索节点模型进行求解

分析。4)有限元分析结果。

单拉索幕墙节点有限元模型与试验试件在相同

的加载制度下进行对比分析。有限元模型与试件SJ2

-

3的荷载与位移的关系曲线如图15所示。

由图可知,根据有限元模型计算得出的荷载

-

位移曲线与试验结果得出的荷载

-

位移曲线大体重

合,这表明了有限元模型结构刚度与试验值接近。

两者分析所得的单拉索节点的屈服荷载与极限

a—在锚板的左侧长边上方;b—在锚板的右侧长边上方。

SJ2

-

3试验结果;有限元分析结果。

图15 单拉索节点荷载

-

位移曲线有限元计算结果与试验结果对比

Fig.15 Comparisonsofload-displacementcurvesforsingletensional

cableconnectionsbetweenFEMandtests

荷载列出,如表2所示,可知单拉索幕墙节点的有限

元数值模拟分析软件计算得到的屈服荷载、极限荷

载与试验量测值之间的误差均小于6%,因此可以

认为二者的计算结果较为吻合,同时,这也表明了有

限元模型的模拟结果在宏观的力学性能上能够正确

模拟实际情况。

表2 有限元分析结果与试验结果的对比

Table2 Comparisonsoffiniteelementanalysisresults

andexperimentalresults

数据来源

测点1测点2

F

y/kNFu/kNFy/kNFu/kN

ANSYS468.0564.2468.0564.2

试验关于梅的诗 440.6557.5451.8560.1

误差/%5.81.23.50.7

3 埋件承载力分析

基于GB50010—2010的9.7节,预埋件的计算

式如式(2)所示:

A

s≥N

0.8b

f

y

(2)

式中:f

y

为锚筋的抗拉强度设计值,在这里考虑最不

利的情况,取f

y=

540MPa;b

为锚板的弯曲变形折

减系数;N为法向拉力或法向压力设计值;A

s

为锚筋

的总截面面积。

根据式(2)求得上述埋件节点的承载力,如表3

锚筋式埋件节点拉拔试验及有限元分析———马宏伟,等89

所示。由表可知,由GB50010—2010中9.7节算出

的节点承载力在最不利的情况下都还未超过试验

值,说明按GB50010—2010中的算式设计预埋件比

较安全。

表3 埋件承载力对比

Table3 Comparisonsofthebearingcapacityfor

steelbarskN

序号

试件

编号

锚筋的

数量

GB50010—

2010试验

结果

有限元

分析

1SJ1

-

1812391460—

2SJ1

-

2812391460—

3SJ2

-

110

4SJ2

-

210

5SJ2

-

310

假设试件SJ1的锚筋数量为10根,则可认为其

试验值为575kN,与SJ2的试验结果及有限元结果

相差不大,故可认为对于三拉索节点,给边索施加300kN的拉力,不会影响中索的承载力。

4 结束语

为了研究幕墙中的锚筋式埋件节点实际抗拉承

载力,设计了2个三拉索试件和3个单拉索试件,对

试件进行静力加载试验。并基于单拉索节点试验建

立相应的有限元试件模型,对其进行弹塑性有限元

数值模拟。所得结论如下:1)采用锚固长度大于30倍钢筋直径且端部加

强的构造时,锚筋式埋件节点中不会出现混凝土与

锚筋的黏结滑移破坏,仅出现锚筋的拉断。2)对于三拉索节点试件:采用了由8根12组

成的埋件,当锚固条件符合GB50010—2010的要求

时,在静载作用下,锚筋根部被拉断,整个埋件被拔

出,极限承载力为460kN;且边索节点受荷300kN

的拉力,不会影响中索节点的承载力。加载顺序变

化对节点的承载力几乎没有影响,对边索锚筋的应

变也影响不大。在整个加载过程中,边索锚筋的应

变很小。3)对单拉索节点试件进行有限元分析,对比了

试验与数值模拟的单拉索节点荷载

-

位移曲线,两

条曲线吻合得较好,试验与数值模拟得到的屈服荷

载和极限荷载误差在6%以内。

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