邊距對擴底型預埋吊件抗拉承載力影響研究*

孟憲宏，李廣玉，劉 偉，孫 圳，郭 凱，高 迪

(1 沈陽建筑大學土木工程學院， 沈陽 110168； 2 中國建筑科學研究院有限公司， 北京 100013)

0 引言

隨著我國住宅產業化的不斷發展，建筑結構的裝配率逐年提高，裝配式建筑已成為我國建筑結構的主要形式之一。預制構件是裝配式建筑的基本組成單元[1]，從預制工廠到現場安裝必須經過吊裝和運輸過程，目前預制構件的吊運主要依靠吊環和配套設施。采用吊環進行預制構件的吊裝，在一定程度上浪費了鋼材，使用后需要切割，工序復雜，因此，吊環逐漸被建筑行業所淘汰[2]。為了保證施工安全和效率，國外的學者在21世紀初期開始著眼于混凝土預埋吊件的研究，并將其成功應用于預制構件的吊運工程。預埋吊件[3]一詞，最早出現于國家標準《混凝土結構工程施工規范》(GB 50666—2011)，是一種用于預制構件吊運、安裝的鋼制配件。預埋吊件屬于預埋錨固的一種，與后錨固技術不同，預埋吊件是在澆筑混凝土之前埋入其中，待混凝土強度達到吊裝要求即可與吊裝設備連接起吊。“2016年政府工作報告”和“十三五規劃”中都提到了大力發展和推廣裝配式建筑，裝配率的提高必然導致預制構件數量增多，預埋吊件也將得到廣泛的應用。

影響預埋吊件承載力的因素有很多，如邊距、直徑、有效埋深等，預埋吊件在使用過程中往往受到預制構件尺寸的影響和限制，出現小邊距、小間距、淺埋深等復雜邊界條件，極限承載力必然會受到折減，但是目前的預埋吊件產品說明書中幾乎沒有提供相應工況下的承載力折減系數，這就給特殊工況下的預埋吊件使用過程埋下了安全隱患。如圖1所示，某預制廠在預制構件吊裝過程中，預埋吊件被拔出導致構件墜落。眾所周知，邊距效應可以直接影響預埋系統的承載力，因此，有必要研究邊距對預埋吊件承載力的影響趨勢，為預埋吊件的規范使用提供依據。

圖1 預制構件墜落

1 國內外研究現狀

1.1 理論研究

目前，國內外對預埋吊件的研究相對較少，而對錨栓的研究在逐步增加，尤其在錨栓的力學性能以及破壞形式等方面頗有進展。

2007年，陸洲導等[4]分析了邊距、間距等因素對群錨承載力和破壞模式的影響，為國內后錨固群錨的研究提供了參考和借鑒。2008年，劉沈如等[5]進行了單個錨栓抗拉承載力試驗研究與有限元分析，對單個錨栓的破壞模式和承載力進行了歸納總結。2017年，周萌等[6]進行了混凝土結構化學錨栓群錨抗拉性能研究，對影響后錨固技術的主要因素進行了分析。

國外常見的研究方法是依據試驗得到的結果與經驗方程作比較，從而得到錨栓承載力的計算公式。Edwin等[7]在LRFD方法的基礎上，考慮錨栓數量、混凝土開裂情況、邊距等因素，從而得到混凝土錐體破壞的承載力計算公式。Timothy等[8]和Topkaya等[9]提出相鄰錨栓混凝土破壞錐體出現重疊時的群錨承載力計算方法，并針對不同直徑的錨栓進行了抗拉承載力設計方法的研究。Francis等[10]利用經驗公式提出了單錨受拉剪時承載力的計算方法，并發現影響錨栓受力性能的主要因素為力的偏心距、錨板剛度等。

由于錨栓、植筋、預埋件的受力特點和傳力途徑和預埋吊件相近，并且國內外專家已對其進行了多角度研究[11]，建立了完善的研究體系。因此，總結錨栓研究成果對預埋吊件相關研究有一定借鑒意義，可以參考已有的錨栓、植筋、預埋件研究方法、成果，總結規律進一步指導預埋吊件的相關研究。

預埋吊件種類較多，傳力途徑不盡相同，全部用試驗的方法研究各種預埋吊件在不同影響因素下的承載力變化趨勢，勢必耗費大量的人力、物力、時間，可行性不強，必要性不足。有限元模擬具有規范化建模、統一材料參數、理想化約束等優點，同時可以短時間內改變參數，研究承載力的變化情況，模塊化分析和迭代算法可以便捷地觀察模型應力分布、應變云圖，這些都是試驗研究不能實現的，因此本文采用有限元分析與試驗研究相結合的方法，研究邊距對擴底型預埋吊件承載力的影響。

1.2 規范對比

國內關于預埋吊件的相關研究較少，《混凝土結構后錨固技術規程》(JGJ 145—2013)[12](簡稱《技術規程》)是國內唯一有關錨固系統承載力計算的規范，該規程對后錨固系統受拉破壞進行分類，并且規定了拉斷破壞、錐體破壞的承載力計算公式及相應的參數修正。沈陽建筑大學進行了國內常用預埋吊件分類試驗研究，結果表明鋼筋焊接型產品發生拉斷破壞，擴底型產品受拉發生混凝土錐體破壞[13]。擴底型預埋吊件在邊距影響下承載力受到一定程度的折減，低于企業提供的產品名義荷載。

國外關于預埋吊件的研究開展早于我國，在計算錨固系統承載力時，美國規范ACI 318-05[14]第17章明確規定了現澆施工工藝下，錨固系統抗拉、抗剪承載力計算公式和相關參數取值。德國是裝配式建筑發展最為迅速的國家之一，預制構件的生產、存放、運輸、吊裝工藝也處于行業內的前沿。2012年，德國頒布了Liftinganchorundliftinganchorsystemsforconcretecomponents，規定了預制構件的配套吊具、吊點位置、預埋吊件的相關參數、以及外荷載計算方法等，但是未直接給出預埋吊件承載力的計算公式。2016年，英國出臺規范Designanduseofinsertsforliftinganhandlingofprecastconcreteelements，按照預埋吊件的受力特點、傳力途徑、使用范圍等因素將其分類，并規定了擴展角、模板粘結力、動載系數的取值。此外，該規范還提出了預埋吊件使用過程中的設計準則、分項系數等，以及吊裝常規構件如墻板、線形構件等具體要求。

抗拉承載力計算方法對比 表1

1.3 計算方法對比

預埋吊件、錨栓、植筋同屬錨固系統，但是受力特點和傳力途徑不盡相同，國內外現行關于錨栓和植筋的相關規范，諸如《技術規程》、規范 ACI 318-05 都規定了后錨固施工工藝下的錨固承載力計算方法，ACI 318-05也提出了基材混凝土現澆施工時的抗拉承載力修正公式。規范CEN/TR 15728[15]中規定了專用預埋吊件的抗拉承載力設計方法，并提出了相關參數的修正公式，如表1所示。由表1可以看出，三個規范在計算錨固系統抗拉承載力基準值時均采用標準值乘以經過修正的相關參數，且基準值計算公式相近，均與混凝土抗壓強度和有效埋深有關。《技術規程》與規范ACI 318-05關于計算錨固系統抗拉承載力的計算原理相同，后者對于后錨固施工工藝下的抗拉承載力計算公式幾乎與前者一樣。由規范ACI 318-05的參數可以看出，其他情況相同下，預埋的抗拉承載力約是后錨固施工的1.25倍。《技術規程》只適用于后錨固施工工藝，規范ACI 318-05在后錨固的基礎上提出了基材為現澆施工時的修正參數，規范CEN/TR 15728只適用于預埋錨固。三個規范中邊距對承載力的修正原理相同，即隨著邊距的增大，修正參數隨之增大，由于參數不大于1，即存在臨界邊距。從邊距修正公式可以看出，規范CNE/TR 15728規定的邊距效應較弱，即隨著邊距的增大，邊距修正參數的增幅減小。《技術規程》、規范ACI 318-05都規定了針對群錨的偏心距修正系數，而規范CEN/TR 15728只規定了單個預埋吊件抗拉承載力的計算公式。

2 試驗研究

2.1 試驗材料

由于國內外相關錨栓規范(國內規范《技術規程》、美國規范ACI 318-05、英國規范CEN/TR 15728，后文“國內外規范”均指此三本規范)指出，基材混凝土的強度等級在C20～C60之間，因此試驗采用的混凝土強度等級為C20。本試驗擴底型預埋吊件為某企業產品，主要研究邊距對擴底型預埋吊件承載力的影響，預埋吊件直徑和類型并非主要影響因素，故未控制預埋吊件為同一類型并且直徑全為16mm，如圖2所示。預埋吊件相關參數見表2。

預埋吊件參數 表2

圖2 預埋吊件

2.2 試件設計

本次試驗設計三組共9個素混凝土試件并分別安裝預埋吊件。為了研究邊距對抗拉承載力的影響，同時考慮到國內外規范中錨固系統承載力的臨界邊距值為有效埋深hef的1.5倍，因此將各試件的邊距設計為100mm。為了防止試件在試驗過程中發生受彎破壞，試件高度設計為400mm。試件具體尺寸如圖3所示。將產品a，b，c分別預埋入每組試件中，各組試件編號為N1-1～N1-3，N2-1～N2-3，N3-1～N3-3。

圖3 試件尺寸

2.3 試驗設備

試驗設備主要包括30t穿心千斤頂、夾具、手動油泵等加載設備，以及DH-3816靜態應變儀、力傳感器、位移計等數據采集設備，試驗裝置如圖4所示。試驗采用軸向位移加載，通過千斤頂將荷載傳遞給預埋吊件，記錄加載過程中的荷載與位移變化。

圖4 試驗裝置實物圖與示意圖

2.4 破壞現象

加載開始，三組試件的基材混凝土均發出異常響聲，隨著加載位移的增大，預埋區混凝土包裹著預埋吊件被整體拔出，試件發生脆性破壞，破壞面呈錐面，如圖5(a)所示，預埋吊件經試驗后處理可以看出未發生拉斷破壞，試驗破壞現象見圖5(b)。

圖5 試件破壞情況

2.5 荷載-位移曲線

試件荷載-位移曲線主要有開裂荷載點、開裂位移點、極限荷載點、極限位移點等主要特征點，三組試件的荷載-位移曲線如圖6所示。

圖6 荷載-位移曲線

由荷載-位移曲線可以看出，擴底型預埋吊件受拉可以分為三個階段：彈性階段、開裂階段、破壞階段。加載初期，基材混凝土內力與加載位移呈線性關系，未達到混凝土開裂應變。隨著位移及荷載的增大，混凝土內部之間相互粘結作用達到極限，開始出現裂縫，基材開裂，隨后曲線斜率變陡，說明裂縫開展迅速，試件發生脆性破壞，當達到極限荷載之后，位移持續增大，承載力急劇下降。

2.6 試驗結果

綜合試驗現象以及荷載-位移曲線，將每組的試驗結果取平均值匯總，見表3。由于N3和N2組試件不是同一種預埋吊件，N3相對于N2組試件埋深更大，但N2組試件的擴底面積要比N3組大，故本試驗出現N3比N2組試件埋深大，但開裂荷載小的情況。

試驗結果 表3

3 有限元分析

3.1 模型參數

有限元模型設計參考試驗研究中的基材混凝土尺寸，預埋吊件尺寸與原型產品一致，取直徑為16mm的預埋吊件作為與試驗組的對照模型，具體尺寸如圖7所示。考慮到有限元模擬可以實現理想約束，無需在基材兩側建立豎向約束面[16]。材料參數與試驗相同，混凝土強度等級為C20，為了消除混凝土強度隨機性的影響，基材混凝土抗拉強度采取標準值。預埋吊件采用Q345鋼材。

圖7 模型尺寸

3.2 定義接觸

由前期試驗研究可知，擴底型預埋吊件受拉破壞的極限位移較小，同時《混凝土結構設計規范》(GB 50010—2010)[17]規定，帶肋鋼筋-混凝土界面粘結應力曲線中彈性段的極限位移僅為0.025d(d為預埋吊件直徑)，對應于該模型承載力的彈性極限位移為0.4mm，即預埋吊件與混凝土之間的粘結效應較弱，因此不考慮預埋吊件與混凝土之間的粘結滑移，將預埋吊件嵌入基材混凝土模型，模擬現澆施工工藝。

3.3 荷載和約束

如圖8所示，對基材混凝土兩側及底部施加固定約束，限制其轉角和位移。在預埋吊件的外露端施加豎向位移荷載，通過分析結果的荷載-位移曲線，確定預埋吊件抗拉承載力。

圖8 荷載和約束

3.4 可行性驗證

為了驗證基于上述模型研究擴底型預埋吊件抗拉承載力的可行性與有效性，筆者模擬本文第2節中邊距為100mm時的抗拉承載力試驗。建立與之對應的三個模型，基本參數見表4。

對上述三個模型施加豎向位移荷載，基材混凝土中出現明顯的錐形破壞面，而預埋吊件的應力未達到材料屈服強度，因此，模型發生混凝土錐體破壞，預埋吊件應力云圖及混凝土應變云圖見圖9。

圖9 預埋吊件應力云圖及混凝土應變云圖

模型基本參數 表4

如圖10所示，混凝土倒錐體的錐角約為40°，大于國內《技術規程》中錨固系統和預埋系統發生受拉錐體破壞時的假定錐角35°。

圖10 錐體破壞面

根據荷載-位移曲線得出每個模型的抗拉承載力，并與試驗結果對比，見表5。

抗拉承載力對比 表5

由表5可以看出，不同埋深的三組對照顯示利用有限元分析得到的承載力與試驗結果的相對誤差穩定。因此，該有限元模型可以用來研究邊距對預埋吊件抗拉承載力的影響。

4 邊距對抗拉承載力的影響

4.1 建立模型組

為了研究邊距對擴底型預埋吊件抗拉承載力的影響，建立C20，C30，C40三個模型組，模型采用本文3.1節模型尺寸，模型編號原則為N-混凝土強度-邊距，模型參數見表6。

模型參數 表6

對上述三個模型組加載后，基材混凝土均出現以預埋吊件底端為頂點的倒錐形破壞面，而預埋吊件中的最大應力均未達到鋼材屈服強度，模型發生混凝土錐體破壞。將三個模型組的抗拉承載力匯總于表7。

抗拉承載力匯總 表7

4.2 數據對比

為了驗證有限元模擬得到的邊距對擴底型預埋吊件抗拉承載力的影響和臨界邊距，采用1.3節中的《技術規程》、規范ACI 318-05及CEN/TR 15728中的推薦公式，計算不同邊距下的錐體破壞抗拉承載力標準值，并且與有限元分析結果對比，繪制邊距-抗拉承載力曲線，如圖11所示。

圖11 邊距-抗拉承載力曲線

由圖11不難看出，邊距增長初期，抗拉承載力隨之增大，當邊距達到130mm后，抗拉承載力趨于穩定，臨界邊距介于130～140mm，即1.44hef～1.56hef之間，這與國內外規范中的臨界邊距值為1.5倍有效埋深基本一致。此外，混凝土強度越高，增大邊距對抗拉承載力的提高作用越明顯。為了便于觀察有限元分析與國內外規范計算值的對比結果，驗證有限元分析結果中邊距對抗拉承載力影響趨勢的正確性，將表7中的有限元分析結果和本文1.3節中按照國內外規范計算方法得出的理論值對比，如圖12所示。

圖12 邊距-抗拉承載力曲線對比

由圖12可以看出，有限元分析得到的邊距-抗拉承載力曲線與規范CEN/TR 15728計算得到的曲線發展趨勢接近，且相同邊距下兩者的誤差較小，隨著邊距的增大，兩條曲線的斜率變化一致。按規范ACI 318-05和《技術規程》推薦公式計算得到的邊距-抗拉承載力曲線斜率明顯大于規范CEN/TR 15728和有限元分析得到的曲線。《技術規程》、規范ACI 318-05得到曲線發展趨勢完全一致，且ACI 318-05的曲線所示的承載力高于《技術規程》，原因在于1.3節中提到的在其他條件相同的情況下，后者的推薦公式計算值約是前者的1.25倍。此外，規范ACI 318-05算得的邊距-抗拉承載力曲線斜率大于規范CEN/TR 15728，原因在于雖然此兩個規范的錐體破壞抗拉承載力計算公式中的臨界邊距均為1.5hef，但是在未達到臨界邊距之前，邊距修正公式不同，規范ACI 318-05在邊距與1.5hef之比的基礎上修正，而規范CEN/TR 15728取邊距與1.75hef之比，減弱了邊界效應。

5 結論

(1)通過試驗研究和有限元分析結果的對比，證明了有限元模型可以用來研究邊距對預埋吊件抗拉承載力的影響。考慮邊距影響，有限元分析結果表明擴底型預埋吊件受拉時均發生混凝土錐體破壞，錐角約40°。

(2)其他條件相同時，擴底型預埋吊件抗拉承載力隨邊距增大而增大，當邊距增至1.5hef后，抗拉承載力趨于穩定，即臨界邊距為1.5倍有效埋深，與國內外規范中錨固、預埋系錐體破壞抗拉承載力的邊距修正規定一致。

(3)有限元分析得到的邊距-抗拉承載力曲線緩于國內外規范計算結果。邊距一定時，混凝土強度越高，預埋吊件抗拉承載力越大；混凝土強度一定時，邊距越大，預埋吊件抗拉承載力越大，即邊距效應越明顯。有限元分析得到的擴底型預埋吊件抗拉承載力與規范CEN/TR 15728的計算值最為接近。規范ACI 318-05計算值高于CEN/TR 15728和《技術規程》，偏于不安全，而國內規范《技術規程》又偏于保守，《技術規程》可參考規范CEN/TR 15728作出相應修改。