后錨固機械錨栓抗拉承載力設(shè)計方法

張岳峰，陳昭，2，李福海，2，3，劉英浩，沈思逸

（1.西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.西南交通大學 土木工程學院土木工程材料研究所，四川 成都 610031；3.西南交通大學 土木工程學院抗震工程技術(shù)四川省重點實驗室，四川 成都 610031）

0 引言

混凝土錨固技術(shù)主要分為現(xiàn)澆錨固和后錨固2種［1］。其中，現(xiàn)澆錨固是通過在混凝土中預(yù)埋連接件，在對應(yīng)結(jié)構(gòu)中預(yù)留安裝孔的方式實現(xiàn)結(jié)構(gòu)連接，現(xiàn)澆錨固的優(yōu)勢是外部荷載已知，設(shè)計前瞻性強；劣勢是在實際工程中，經(jīng)常由于施工不當，發(fā)生連接件錯位、安裝偏差的問題，錨固部位往往成為應(yīng)力集中部位。后錨固是指在已經(jīng)達到標準強度后的混凝土構(gòu)件上鉆孔，并將錨栓安裝在混凝土孔內(nèi)，安裝后錨栓通過機械連鎖、摩擦、黏結(jié)或聯(lián)合作用的方式與混凝土發(fā)生荷載傳遞，實現(xiàn)緊固作用。相比而言，后錨固技術(shù)可有效避免結(jié)構(gòu)現(xiàn)場澆筑帶來的不便，增加了施工靈活和可靠性。后錨固錨栓的種類、配套施工工藝相對多變，可針對不同設(shè)計標準和安全需求適當選取，近年被廣泛采用［1-2］。從錨固機理上劃分，后錨固錨栓可分為機械錨栓和化學黏結(jié)錨栓。在此主要介紹機械錨栓，并側(cè)重介紹錨栓抗拉破壞模式及抗拉承載力評估方法等。

關(guān)于后錨固機械錨栓，國外的研究相對廣泛且深入。以Werner等［3］為代表的斯圖加特學派從20世紀80年代起對混凝土錨固就進行了相對系統(tǒng)的試驗和理論探索。其中，基于Kappa法推導(dǎo)的預(yù)測錨栓在混凝土錐體破壞模式下的抗拉、抗剪極限承載力的混凝土容量設(shè)計法（Concrete Capacity Design）已被列入大多數(shù)國家規(guī)范中。2000年后對于不同基材性能或特殊環(huán)境、外載條件下的錨栓抗拉性能研究涉及較多，如Kima等［4］對3種不同直徑的膨脹錨栓單錨進行抗拉和抗剪試驗，通過對比無裂縫和有裂縫混凝土中錨栓的破壞類型、極限荷載和位移行為來評價裂縫的影響；Catta?neo［5］通過試驗評估扭矩控制膨脹錨栓嵌入高性能混凝土時，在受拉荷載作用下的力學響應(yīng)，提出用于普通強度混凝土的模型可能不適用高性能混凝土的觀點，并對CCD模型進行小幅改進以適應(yīng)高強基材；O?bolt等［6］討論了栓釘受拉作用的有限元研究結(jié)果，結(jié)果表明，現(xiàn)有的設(shè)計公式對于錨固深度特別大（可達1 500 mm）的錨栓是保守的，并提出了考慮螺栓尺寸影響的修正系數(shù)；Delhomme［7］等討論了錨栓抗拉和松弛試驗的結(jié)果，并建立了有限元模型，在黏彈性分析中考慮了混凝土的時變特性；Brencich［8］總結(jié)了現(xiàn)有抗拉測試的試驗方法（CAPO和LOK法），并分析了試驗方法的不足，從而改進了試驗方案；Chen等［9］研究了穿出/拔出失效模式，對3家制造商3種直徑的扭矩控制膨脹錨栓在2種有效錨固深度下進行了128次拉伸試驗，并基于此試驗得到了預(yù)測模型。

國內(nèi)對于錨固技術(shù)的研究相對滯后，文獻較少。劉寅楓［10］研究了化學黏結(jié)錨栓在開裂混凝土中的性能；唐潮等［11］對錨栓錨固長度及構(gòu)造進行了相關(guān)描述；吳林志等［12］對錨栓的抗震性能進行了相關(guān)系統(tǒng)的闡述，并討論了安裝偏差對錨固性能的影響。另外，我國規(guī)范的制定也較晚，雖然于2004年首次頒布實施了JGJ—145—2004《混凝土結(jié)構(gòu)后錨固技術(shù)規(guī)程》［13］和行業(yè)產(chǎn)品標準JG 160—2004《混凝土用膨脹型、擴孔型建筑錨栓》［14］，并歷經(jīng)數(shù)次修訂，但相關(guān)跟進研究較少，且細節(jié)問題仍需論證。

通過對后錨固機械錨栓的介紹，重點梳理不同規(guī)范中關(guān)于極限抗拉承載力的設(shè)計方法并對比分析，穿插闡述現(xiàn)有相關(guān)研究成果及進展。

1 后錨固機械錨栓

1.1 安裝工藝

對于后錨固錨栓，正確安裝對于確保錨栓的可靠性能至關(guān)重要［12］。具體安裝工藝如下：

第1步：用硬質(zhì)合金鉆頭在混凝土構(gòu)件上鉆孔到指定深度，然后用壓縮空氣和管刷清洗鉆孔，清孔程度對錨栓承載力有影響［12］，其中對化學錨栓影響較大，會造成其承載力下降，最高下降可達50%，而對機械錨栓承載力影響較小，有時甚至對其起促進作用（增加了摩擦力）。

第2步：用錘子將錨栓固定在孔中至設(shè)計錨固深度，組裝螺母和墊圈并緊靠混凝土表面，將螺帽緊固到所需的安裝力矩。對于自攻錨栓，通常使用高性能的電動螺絲刀將錨插入孔中。其中安裝緊固力矩對后錨固件性能有影響，KIMA［15］、Delhomme［16］的研究表明：緊固力矩對遠離邊緣處的錨栓承載能力沒有影響，預(yù)應(yīng)力荷載和埋深對錨栓破壞前的卸壓行為均無顯著影響，但隨扭矩的增大、錨的滑移量減小，施加過多的緊固扭矩可能會導(dǎo)致在緊固階段錨鋼斷裂，需謹慎處理。就安裝工藝而言，正確專業(yè)的安裝操作非常必要，業(yè)內(nèi)工程師普遍認為，約有50%的緊固件是由非專業(yè)人員安裝的，這直接導(dǎo)致安裝錯誤［1］。錨栓安裝流程見圖1，部分機械錨栓實物見圖2。

圖1 錨栓安裝作業(yè)流程

圖2 部分機械錨栓

1.2 不同機械錨栓在混凝土中的傳力機制

機械錨栓從結(jié)構(gòu)形式上劃分，主要有擴底錨栓、膨脹錨栓和自攻錨栓3大類［1，3］。

擴底錨栓是錨栓嵌入端附近凸起的切邊在錨和混凝土之間形成機械聯(lián)鎖，從而抵抗外部荷載；膨脹錨則依靠錨栓底部高膨脹力和摩擦力來抵抗外界荷載，膨脹套管在錨定過程中會產(chǎn)生膨脹力；自攻錨栓為螺紋與孔內(nèi)壁面接觸，在整個嵌入螺紋長度的接觸面上形成機械聯(lián)鎖。不同錨栓傳力機制示意見圖3。

圖3 機械錨栓在混凝土中的傳力機理

1.3 錨栓抗拉破壞模式

Eligehausen在《Anchorage in Concrete Construction》一書中將錨栓抗拉破壞模式歸納為5種：拔出破壞、穿出破壞、混凝土錐體破壞、混凝土劈裂破壞、錨栓拉斷破壞。每一種破壞模式都是由多種因素共同決定的，其中破壞模式和承載力與錨固深度hef有直接對應(yīng)關(guān)系，通常情況下，隨錨固深度增大，破壞模式逐漸由錐體破壞—拔出和穿出破壞—錨栓拉斷破壞過渡，且承載力隨之增大（見圖4、圖5），以下將分別介紹每一種破壞模式的特點。

圖4 荷載-錨栓位移曲線

圖5 承載力隨錨固深度變化

1.3.1 拔出和穿出破壞

拔出破壞的特征是錨栓連同套筒被拉出鉆孔，同時，錨栓附近的少部分混凝土可能也會受到破壞。穿出破壞是指當錨栓被整體拉出且套筒滯留在混凝土板中，這是扭矩控制膨脹錨栓的一種獨特的失效模式［9］。拔出和穿出破壞的形成原因是一致的，主要在于：一旦峰值阻力被突破，后續(xù)抗力微弱不足以控制錨栓，繼而被迅速拉出。尤其對于膨脹錨栓，通常為套筒出現(xiàn)問題導(dǎo)致后續(xù)膨脹功能失效，發(fā)生穿出破壞。

1.3.2 混凝土錐體破壞

在淺埋時錨栓被拉出后的主要破壞形式是混凝土錐體破壞［1，3，9］?；炷铃F體破壞一般是徑向裂縫與環(huán)向裂縫共存，最終貫通表面導(dǎo)致的。關(guān)于該種破壞模式的研究最為廣泛，涉及到破壞機理、影響因素、承載力預(yù)測模型等。關(guān)于混凝土錐體破壞模式、極限承載力的認識是一個循序漸進的過程，從最開始為滿足核工業(yè)結(jié)構(gòu)錨固安全制定的美國的ACI 349—1985核安全有關(guān)的混凝土結(jié)構(gòu)《規(guī)范要求和評論》［17］到CCD模型，再到增加了抗震設(shè)計，考慮了開裂混凝土情況，相對成熟的ACI 318—2019《結(jié)構(gòu)混凝土建筑規(guī)范要求評論》［18］（即改進后的CCD模型），世界各國包括我國都在適時跟進，不斷改正設(shè)計方法以滿足最新結(jié)構(gòu)設(shè)計要求。

1.3.3 混凝土劈裂破壞

在混凝土試件尺寸過小、錨栓安裝過于靠近邊緣、錨栓間距過小、錨頭初始膨脹力過大等情況下，容易發(fā)生混凝土劈裂破壞［1，3，9］。一般認為，混凝土劈裂破壞屬于高度脆性破壞，可以通過控制上述影響因素避免發(fā)生。錨栓安裝所需最小間距和邊距在多國規(guī)范中均有明確規(guī)定且基本一致。我國的JGJ 145—2013《混凝土結(jié)構(gòu)后錨固技術(shù)規(guī)程》中規(guī)定不發(fā)生劈裂破壞時：間距scr，N≤3hef，邊距ccr，N≤1.5hef。

1.3.4 錨栓拉斷破壞

錨栓拉斷破壞發(fā)生在錨栓有效錨固深度足夠大的情況下［1］，由于鋼材拉斷屬于延性破壞，本身存在預(yù)警機制，理論上是我們最期望發(fā)生的破壞模式（當破壞不可避免時）。但由于其發(fā)生需要較大的錨固深度，實際情況中不為常見。

2 抗拉承載力預(yù)測模型

ACI 349—1985和CCD錐體破壞模型的幾何示意見圖6、圖7。實際上，二者在基本假設(shè)方面有相同之處：

圖6 ACI 349—1985中有效投影面積幾何示意圖

圖7 CCD法中有效投影面積幾何示意圖

（1）假設(shè)板厚足夠，最大程度避免劈裂破壞發(fā)生［2］。

（2）假定剛性底板，不考慮塑性作用［2］。

（3）未考慮抗震設(shè)計［2］。

另外從設(shè)計理念上看，二者主要存在以下不同（只討論抗拉承載力模型）：

（1）破壞錐體形式不同。前者為圓錐體，后者為四棱錐體，都是基于試驗觀察的近似處理，最大不同在于當考慮群錨效應(yīng)時有效投影面積的計算方法，直觀上看CCD模型更加簡潔。為便于比較，以案例說明：假設(shè)兩者錨固深度（hef=72 mm）和直徑（d0=12 mm）相等，且群錨間距（scr）相等，不考慮邊距效應(yīng)（即ccr≥1.5hef），對比單錨、雙錨、四錨在間距變化（截取100~250 mm）時的有效投影面積，見表1。

表1 有效投影面積對比

可以看出，同等條件下CCD模型對應(yīng)錨栓有效投影面積均大于ACI 349—1985模型，且不考慮間距效應(yīng)時，CCD模型下雙錨、群錨理想投影面積不隨間距變化而變化，相反考慮間距效應(yīng)的CCD模型對應(yīng)投影面積隨錨栓間距均先增大后固定不變，且不變時的值與理想狀況投影面積相同，ACI 349—1985模型對應(yīng)雙錨投影面積先增大后減小再趨于不變，群錨投影面積隨間距變化較為復(fù)雜。

（2）對邊距、間距效應(yīng)的考量不同。CCD模型通過使用基本的拉力方程，并引入修正系數(shù)，對邊距效應(yīng)、偏心效應(yīng)進行了非線性的定量表達，ACI 349—1985中則未考慮上述因素，且將間距效應(yīng)通過有效面積和理想面積的比值表示，更偏向于線性考慮，顯然與實際狀況是相違背的。

式（1）、式（2）中：Nn代表錨栓極限承載力，AN代表實際有效投影面積，AN0代表理想投影面積，φ1、φ2代表邊距效應(yīng)影響系數(shù)和偏心影響系數(shù)；Nn0代表單根錨栓極限抗拉承載力，按照如下公式（3）、（4）計算：

式中：fc為立方體抗壓強度。

值得注意的是，1995年提出的CCD模型都是基于未開裂混凝土基材建立的，而實際發(fā)現(xiàn)混凝土開裂是普遍現(xiàn)象，所以后期對CCD模型進一步改進，校正系數(shù)（knc值）才被擴展到適應(yīng)開裂混凝土的相應(yīng)取值。同時期，一些學者也針對CCD法的適用性問題提出一些建議，如：對于3條以上邊、間距小于1.5hef的錨，采用CCD法計算的抗拉破壞強度結(jié)果過于保守；實驗和數(shù)值研究證明了CCD方法對化學黏結(jié)錨栓同樣具有適用性；Eligehausen［1］發(fā)現(xiàn)對于嵌入較深的錨（hef＞27.94cm）使用hef1.5可能過于保守；在高強度混凝土中，對澆鑄和后安裝錨的測試表明，CCD模型變得不保守［2］。

3 抗拉承載力設(shè)計

3.1 ACI 318—2019

從設(shè)計方面，美國結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范［18-19］（包括錨固設(shè)計）采取式（5）確定設(shè)計荷載：

式中：φ代表強度折減系數(shù)，可參照ACI 318—2019中第17.3.3條規(guī)定選?。籖n代表設(shè)計荷載；r代表荷載分項系數(shù)；w代表組合荷載效應(yīng)。

另外，針對錨固設(shè)計，ACI 318—2019給出了不同破壞模式下錨栓抗拉承載力的設(shè)計方法［16］，總結(jié)如下：

（1）錨栓拉斷破壞。這是一種最簡單的破壞模式，只需按照鋼材破壞處理即可：

式中：Ase，N代表錨栓有效截面面積；futa代表鋼筋抗拉強度標準值。

（2）混凝土錐體破壞。

式中：ANc代表單錨或群錨實際投影面積，ANc0代表單錨理想投影面積，均可依據(jù)圖6進行求解；φed，N代表邊距效應(yīng)影響系數(shù)，該值與CCD提供的方法一致；φc，N代表混凝土開裂修正因數(shù)，對于開裂混凝土均取值1.0，未開裂混凝土又分為現(xiàn)澆和后錨固情況，后者取值1.4；φcp，N為考慮安裝引起的劈裂拉應(yīng)力修正因數(shù)，對于后錨固機械錨栓；φec，N代表偏心加載修正系數(shù)，此處取值CCD提供的方法一致；Nb代表有裂縫混凝土中單錨基本抗拉強度。

式中：cac代表臨界邊界距離，一般擴底錨栓取2.5hef、膨脹錨栓取4hef。

對于開裂混凝土中后錨固錨栓，kc取值為17；λa為混凝土改性系數(shù)，對于普通重量混凝土取值1.0，對于輕混凝土應(yīng)考慮適當折減；代表混凝土抗壓強度標準值。

（3）拔出和穿出破壞。對于這種破壞模式，ACI 318-19僅對以下幾種情況做出了說明，其他則需要試驗認證：

值得注意的是，Chen等［9］基于128組抗拉試驗，開發(fā)了適用于膨脹錨栓拔出/穿出模式的承載力預(yù)測模型，效果比較理想。

（4）混凝土劈裂破壞。ACI 318—2019中通過規(guī)定邊、間距等避免劈裂破壞發(fā)生。

（5）抗震設(shè)計。對于錨栓拉斷破壞模式，靜力、抗震設(shè)計沒有區(qū)別；對于其他破壞類型，在靜力設(shè)計基礎(chǔ)上，考慮0.75的折減，即：

3.2 JGJ 145—2013[13]

從設(shè)計理念上講，JGJ 145—2013與ACI 318—2019等存在顯著差異，主要區(qū)別在于JGJ 145—2013不考慮強度折減系數(shù)［13］：

式中：γ為分項系數(shù)，在錐體破壞模式下，連接結(jié)構(gòu)為結(jié)構(gòu)構(gòu)件時取值3.0，非結(jié)構(gòu)構(gòu)件時為1.8；s為荷載效應(yīng)組合；R為設(shè)計荷載值。

JGJ 145—2013中對于不同破壞模式下的抗拉承載力同樣給出了設(shè)計參照：

（1）錨栓拉斷破壞。按照鋼材拉斷考慮即可，與ACI 318—2019規(guī)定相同。

（2）混凝土錐體破壞。

式中：AC，N代表單錨或群錨實際投影面積；A0C，N代表單錨理想投影面積；φS，N代表邊距效應(yīng)影響系數(shù)；以上取值與第3.1.（2）節(jié)中對應(yīng)取值一致；φre，N代表密集配筋影響系數(shù)，當錨固區(qū)鋼筋間距s≥150 mm或鋼筋直徑d≤10 mm且s≥100 mm時，取值為1，否則，按式（18）取值：

式中：φre，N代表偏心加載修正系數(shù)，其取值與第3.1.（2）節(jié)中取值一致；值得注意的是，JGJ 145—2013增加了雙向偏心情況，即如果存在兩個方向的偏心加載，則取值：φec，N=φec，N1·φec，N2；N0Rk，c為混凝土中單錨基本抗拉強度，與第3.1.（2）節(jié)中Nb含義相同，但其取值按如下計算：

（3）拔出/穿出破壞。JGJ 145—2013中未見關(guān)于穿出破壞的規(guī)定。

（4）混凝土劈裂破壞。JGJ 145—2013中比較詳細的規(guī)定了不發(fā)生劈裂破壞的最小邊、間距，基材厚度等，與ACI 318-19相同，同時又給出了不符合規(guī)定要求時，發(fā)生劈裂破壞的承載力NRd，sp的設(shè)計公式，如下：

式中：NRk，sp代表混凝土劈裂破壞的承載力標準值；NRk，c代表單錨基本抗拉強度，取值與本節(jié)第（2）款中NRk，c基本一致，需要注意，在投影面積以及相關(guān)系數(shù)的計算中，應(yīng)以劈裂破壞臨界邊、間距ccr，N、scr，N代替錐體破壞臨界邊、間距ccr，sp、scr，sp。取值參見JGJ 145—2013中6.1.11條；γRsp代表混凝土劈裂破壞受拉承載力分項系數(shù)，取值與γ一致；φh，sp代表構(gòu)件厚度h對劈裂破壞受拉承載力影響系數(shù)，大于1.5時取1.5。

（5）抗震設(shè)計。JGJ 145—2013通過給定地震作用下的錨固承載力降低系數(shù)進行抗震設(shè)計，其中對于機械錨栓的擴底型錨栓取值0.8，膨脹錨栓取值0.7，其他類型機械錨栓可近似保守取值。

3.3 CEN/TS 1992-4-1—2009《混凝土用緊固件設(shè)計的一般要求》[20]

在設(shè)計理念上，歐洲的CEN/TS 1992-4-1—2009與我國的JGJ 145—2013有相似之處，同樣不考慮強度折減系數(shù)，通過標準值與分項系數(shù)的組合確定設(shè)計值。

對于錨栓拉斷破壞和穿出破壞模式下的承載力設(shè)計與ACI 318—2019一致。錐體破壞模式下，其承載力設(shè)計與JGJ 145—2013相似，修正系數(shù)都是3個：邊距效應(yīng)影響系數(shù)、密集配筋影響系數(shù)、偏心加載修正系數(shù)。但仍有差異，CEN/TS 1992-4-1—2009細節(jié)之處闡述更加全面，具體如下：

（1）錐體破壞承載力設(shè)計公式。

式中：cmax代表最大邊距，ccr，N代表臨界邊距。

（2）混凝土劈裂破壞。CEN/TS 1992-4-1—2009中關(guān)于混凝土劈裂破壞的承載力設(shè)計公式規(guī)定與JGJ 145—2013基本一致，不同處在于NRk，c的求解，JGJ 145—2013是通過引入劈裂破壞臨界距離ccr，N、scr，N使NRk，c公式中投影面積和相關(guān)系數(shù)發(fā)生改變，CEN/TS 1992-4-1—2009則直接令其他保 持不變。

（3）抗震設(shè)計。CEN/TS 1992-4-1—2009關(guān)于錨固的抗震設(shè)計更接近ACI 318—2019，但關(guān)于分項系數(shù)的取值有所不同：

式中：αeq代表抗震承載力折減系數(shù)，取值0.75；Rk，eq和Rd，eq分別代表承載力設(shè)計值和標準值；γM代表荷載分項系數(shù)，取值依據(jù)如下：

①錨栓拉斷破壞：

式中：fuk代表錨栓鋼材名義抗拉強度，fyk代表錨栓鋼材名義屈服強度。

②錐體破壞：

式中：γC代表混凝土受壓影響系數(shù)，取值1.5；γinst代表安裝安全系數(shù)，按照安裝要求的高、中、低分別取值1.0、1.2、1.4。

③拔出/穿出破壞。此時分項系數(shù)取值與上述γMC一致。

3.4 不同規(guī)范的對比分析

以上對各國錨固設(shè)計規(guī)范進行了較為詳細的介紹。由于習慣不同，在不同規(guī)范中相同物理量的表達可能存在差異，文中對每一參數(shù)都做了針對介紹，對取值繁雜的參數(shù)均給出了取值出處的參照。通過介紹可以發(fā)現(xiàn)，各規(guī)范規(guī)定的后錨固機械錨栓抗拉承載力有所差別，為直觀體現(xiàn)這種差異，通過算例加以說明。針對錐體破壞模式，對比理想狀態(tài)下不同規(guī)范時錨栓抗拉承載力設(shè)計值隨錨固深度變化以及CCD模型與ACI 349—1985模型預(yù)測差異。由于國內(nèi)外規(guī)范中對于一些基本參數(shù)的取值有所不同，尤其混凝土強度參數(shù)需要做歸一化的處理。另外，就一些前提條件進行了規(guī)定，以確保計算結(jié)果的可比較性（見表2），計算結(jié)果見圖8。

表2 算例規(guī)定

圖8 不同規(guī)范下抗拉承載力隨錨固深度變化

錐體破壞模式下各模型提供的設(shè)計承載力值隨錨固深度增大總是增大的，其中ACI 318—2019、JGJ 145—2013、CEN/TS 1992-4-1—2009模型在變化趨勢中始終保持設(shè)計承載力JGJ 145—2013＞CEN/TS 1992-4-1—2009＞ACI 318—2019＞CCD的規(guī)律，也即相同條件下：JGJ 145—2013最為保守，ACI 349—1985相對“激進”。在錨固深度300 mm時，設(shè)計承載力相比CCD預(yù)測承載力，各規(guī)范下分別提高了：10.65%、23.42%、33.89%。規(guī)范提供模型總體上大于CCD模型是因為規(guī)范考慮了一定的安全裕度?；凇癈CD方法預(yù)測的拉伸失效載荷在總埋設(shè)深度范圍內(nèi)與平均測試結(jié)果比較良好［3］”的基本共識，可以認為以CCD為內(nèi)核的各國規(guī)范在合理結(jié)果之上進行有足夠安全儲備的承載力設(shè)計是可信的。

4 結(jié)論

通過對混凝土后錨固機械錨栓從種類、安裝工藝、傳力機制、破壞模式、承載力設(shè)計等方面進行了較為系統(tǒng)的闡述，并主要分析了國內(nèi)外不同設(shè)計規(guī)范中關(guān)于錨栓受拉時承載力設(shè)計方法的規(guī)定，可為我國機械錨栓設(shè)計提供參考。

（1）機械錨栓在混凝土基材中的傳力機制主要依靠錨栓桿身與混凝土的機械咬合作用，只不過不同機械錨栓由于構(gòu)造差異，這種機械作用不同，比如：擴底型錨栓通過底部凸起部分提供反力抵抗錨栓位移；膨脹錨則依靠錨栓底部高膨脹力和摩擦力來抵抗外界荷載；自攻錨栓在整個嵌入螺紋長度的接觸面上與混凝土形成機械聯(lián)鎖，不同錨栓、不同傳力機制下對應(yīng)破壞模式與承載力變化應(yīng)展開分類研究；

（2）ACI 349—1985提供的方法其簡潔性與CCD模型相比明顯不足。CCD模型考慮了尺寸效應(yīng)的影響，簡化了錐體破壞的幾何模型，使破壞錐體有效投影面積計算更加簡便，且隨間距變化有效投影面積有規(guī)律的增大，各種設(shè)計使該模型預(yù)測的拉伸失效載荷平均測試結(jié)果比較良好；

（3）在理想單錨情況下，CCD模型預(yù)測承載力值更合理，ACI 349—1985模型在錨固深度增大到一定程度，對結(jié)果預(yù)估偏低，此時結(jié)構(gòu)設(shè)計不安全，理想單錨情況下，JGJ 145—2013顯得最為保守。