預制夾芯保溫墻不銹鋼連接件力學性能研究

張玉敏 徐振華 李京慧 馮宣銘 王宇亮

(1.華北理工大學建筑工程學院,河北唐山 063210;2.河北省地震工程研究中心,河北唐山 063009)

目前,國內已有研究主要集中于桁架式和棒狀不銹鋼連接件,但處于起步階段,尚無針對不銹鋼連接件的產品標準和規范。不銹鋼類連接件工程應用尚少,尤其是點連式棒狀不銹鋼連接件。

薛偉辰等研發了應用于預制夾芯保溫墻體的棒狀不銹鋼連接件[1],試驗結果表明：試件破壞形式為混凝土劈裂破壞,試件破壞時連接件應變較小,具有較大安全余量。鄭旭等通過ABAQUS軟件對不同厚度與尺寸的板型不銹鋼拉結件進行模擬分析,確定了板型不銹鋼拉結件的抗剪承載力,同時得出了其應力發展過程[2],得出：拉結件有較大的平面內抗剪承載力,板型拉結件的厚度和長度因素對其抗剪承載力的影響較大,高度影響不明顯。李亞等對夾芯保溫墻體的不銹鋼連接件研究進展進行了較為系統的綜述[3],總結得出：不銹鋼連接件可分為桁架式、棒狀、板式和異形截面。而國內目前已有研究主要針對桁架式和棒狀不銹鋼連接件?？傮w而言,我國針對不銹鋼連接件的研究還處于起步階段,工程應用較少;白正仙等對采用了棒狀、板狀、L形、H形、槽形玻璃纖維型材連接件的夾芯保溫墻體進行拉拔、剪切以及熱工試驗[4],結果表明：玻璃纖維具有較好的抗剪切及抗拉拔性能且保溫隔熱性能優良。張曰果等針對佩克PD型桁架連接件,對6個拉剪模型進行試驗研究[5],研究結果表明：在拉剪作用下,保溫層厚度不變時,夾芯墻的抗剪承載力隨拉力增大而增大;而在拉剪不變條件下,保溫層厚度增加,夾芯墻的抗剪承載力和變形均增大,該類連接件的拉剪承載力大于現行設計承載力取值。

在已有研究的基礎上,文章對不銹鋼連接件端部設計了不同的錨固構造并進行抗拔試驗,對其抗拔承載力、破壞形態、荷載-滑移關系等進行研究。

1 試驗設計

1.1 連接件設計

根據陸明烔主編的《實用機械工程材料手冊》[6]、JGJ/T 451—2018《內置保溫現澆混凝土復合剪力墻技術標準》[7]和參考文獻[3],夾芯保溫墻體連接件主要包括不銹鋼連接件和FRP連接件。對比文獻[6-7]給出的Q235鋼、HPB300以及不銹鋼304的部分材料參數(表1),考慮選材方便、熱導率、冷(熱)橋效應的影響以及屈服強度相近等因素,故試驗的不銹鋼連接件采用304不銹鋼材加工。

表1 鋼材性能參數Table 1 Steel performance parameters

參考技術手冊《哈芬夾形夾心板拉結件》[8]和《哈芬預制外掛墻板錨固件》[9]產品技術信息,設計了4種采用不同端部錨固措施的連接件,分別有滿焊螺母、端部彎折90°(L型)、焊接單根不銹鋼棒(一字型)、焊接兩根不銹鋼棒呈十字肋(十字型),具體樣式如圖1所示。

a—螺母連接件;b—L型連接件;c—一字型連接件;d—十字型連接件。圖1 4種連接件 mmFig.1 Four types of connectors

1.2 試件設計

根據JGJ/T 451—2018[7]和文獻[10],試件尺寸取連接件間距,完成了試件的尺寸設計。預制夾芯保溫墻體不銹鋼連接件拔出試驗分4組試件,每種錨固構造設3個試件,共12個試件,試件設計參數見表2。試件的混凝土強度等級為C40,由連接件和尺寸為600 mm×400 mm×150 mm的混凝土塊組成。在未考慮鋼筋網片對連接件約束的情況下,探究不銹鋼連接件自身與混凝土的黏結錨固力,設計連接件錨固端預埋深度均為30 mm,試件如圖2所示。

a—正視;b—側視;c—1—1。圖2 試件示意 mmFig.2 Schematic diagrams of specimen

表2 試件設計參數Table 2 Specimen design parameters

根據GB 50010—2010《混凝土結構設計規范》[11],制作試件的同時制作邊長100 mm的混凝土試塊,并與試件同條件養護,以標準試驗方法測得的抗壓強度實測值,詳細如表3所示。

表3 混凝土力學性能實測值Table 3 Measured values of mechanical properties of concrete MPa

1.3 加載與量測

試驗在電液伺服鋼絞線拉伸試驗機LA-1000上進行,荷載和位移等相關試驗數據可通過試驗機直接采集,試驗的加載速率為100 N/s,加載結束條件為位移50 mm。根據文獻[10],為避免上下連接件的對中因素對試驗造成影響,按實際情況改善了試驗方案,采用圖3a所示試驗裝置進行加載,加載直至試驗試件自由破壞。

a—試驗裝置;b—裝置示意,mm。圖3 拉拔試驗裝置Fig.3 The pull-out test device

2 試驗結果

2.1 試件破壞形態

不銹鋼棒端部滿焊螺母的3個試件BXG-N1～BXG-N3破壞模式均為連接件端部混凝土錨固破壞。試件在加載破壞之前,能偶爾聽見混凝土試件內部有撕裂聲。加載至約0.95Pu(Pu為拔出峰值荷載)時混凝土表面出現明顯裂縫,并迅速發展成近似圓形的大面積倒錐體混凝土塊。發出巨響瞬間,錐形體從連接件根部拔出,連接件無明顯損傷,破壞形態如圖4所示。

圖4 螺母連接件試件破壞形態Fig.4 Failure modes of the nut connector specimen

試件BXG-L1和BXG-L2呈近似扇形的混凝土錨固破壞。施加的荷載接近Pu時,試件混凝土表面發出撕裂聲,裂縫迅速開展,連接件從根部連同周圍混凝土被拔出。通過觀察,試件BXG-L1和 BXG-L2混凝土破壞面較大。試件BXG-L3試驗機加載至28.31 kN自動停止加載,連接件周圍的部分混凝土碎裂,連接件未拔出,各試件破壞形態見圖5。

圖5 L型連接件試件破壞形態Fig.5 Failure modes of the L-shaped connector specimen

試件BXG-T1和BXG-T2破壞模式為連接件錨固區的混凝土錐形體錨固破壞,破壞表面近似矩形。試件BXG-T3以近似橢圓的錐形體混凝土塊錨固破壞。加載前期試件無明顯現象,加載至約0.95Pu時混凝土表面出現裂縫,連接件被拔出,各試件破壞形態見圖6。

圖6 一字型連接件試件破壞形態Fig.6 Failure modes of the horizontal-shaped specimen

試件BXG-SZ1加載前段過程無明顯現象,直至荷載達Pu,突然發出巨響,試件發生劈裂破壞。從連接件根部起,被拔出一片寬約200 mm的混凝土塊。BXG-SZ2試件呈近似三角形的混凝土錐體被拔出;BXG-SZ3試件則為近似橢圓混凝土錐體被拔出,各試件破壞形態見圖7。

圖7 十字型連接件試件破壞形態Fig.7 Failure modes of the cross-shaped specimen

2.2 荷載-滑移曲線

不銹鋼連接件拔出試驗中的荷載-滑移曲線實測值如圖8所示,荷載-滑移特征值如表4所示。由圖分析可知：滑移隨荷載的增大而增大,荷載-滑移曲線基本呈線性關系上升。荷載-滑移曲線中出現的突降區段,是由于不銹鋼連接件與試驗機夾具產生相對滑移引起的。不銹鋼連接件與混凝土間的滑移范圍在4～35 mm。

表4 荷載-滑移特征值Table 4 Load-displacement eigenvalues

通過觀察,每組拉拔試件的荷載-滑移曲線離散性大,造成該現象的最主要原因是：不銹鋼連接件與試驗機夾具產生的相對滑移。相同荷載下滑移量不同、曲線的斜率有差異,造成在同組3個試件之間的曲線有偏差。雖然試件的荷載-滑移曲線有一定的離散性,但每組試件的破壞模式基本相同,能較好地得出峰值荷載,并且理論計算模型的適用性較好,所以離散性對試驗結果的影響不大。

3 連接件力學性能分析

參考GB 50010—2010[11]對鋼筋錨固要求的計算原理以及Eligenhausen提出的單筋錐體抗拉拔承載力等于錐形體水平投影面積上混凝土的拉拔力總和[12]的計算方法,采用式(1)進行試件拉拔承載力計算,其簡化模型如圖9所示：

圖9 錐形體破壞計算簡圖Fig.9 Cone failure calculation diagram

(1)

式中：Ti為連接件抗拔承載力,kN;m、n分別為連接件端部的長短軸,mm;h為連接件在混凝土中的預埋深度;ft為混凝土抗拉強度設計值,文中取實測抗拉強度值1.77 MPa;α為錐形體破壞的拔出角度,一般取π/4。

試件BXG-N1～3的螺母外徑為18 mm,在混凝土中的錨固深度為30 mm,抗拔承載力計算值為8.45 kN。試驗得到,試件BXG-N1～BXG-N3的峰值荷載Pu分別為28.56,21.46,25.38 kN。定義試件的峰值荷載Pu為連接件的抗拔承載力特征值Tj,對比數據可見,抗拔承載力均在理論計算值的2.5倍以上,這表明依據上述計算方法,連接件具有較大的安全儲備。各試件的理論計算值及試驗值見表5。

表5 連接件抗拔承載力與理論值Table 5 Test values and theoretical values of the pull-out resistance of specimens

試件BXG-L、BXG-T和BXG-SZ之間的差別就是連接件端部構造伸出的方向由單向增加至兩向、四向。依據圖9計算模型,三種連接件的錨固區混凝土水平投影面積相應增大。BXG-SZ的投影面積最大,故理論計算值最大,通過試驗也驗證了十字型連接件抗拔承載能力更高。說明了可通過增加連接件錨固區域與混凝土的黏結面積以增強錨固區黏結性能,進而提高連接件的抗拔承載力。

由表5中數據可知,抗拔承載力試驗值可達理論計算值的1.46倍以上。不銹鋼連接件的抗拔承載力試驗值均較理論計算值偏大,分析原因主要有如下3點：1)理論計算的簡化模型其錐形體破壞角度取π/4。結合試驗現象,錐形體實際拔出角度均大于π/4,實際投影面積比理論值大;2)混凝土實際強度大于設計強度;3)部分連接件的預埋深度由于自身沉降等原因,實際預埋深度大于30 mm。

根據文獻[13-14]得知,焊縫強度應大于母材自身強度,不銹鋼焊縫的破壞不應早于試件破壞。四種連接中,除L型外其余三種需要焊接,L型連接件具有良好的承載能力,和其他幾種連接件相比制作簡單,適用性較好。根據文獻[15]分析,需考慮連接件錨固區伸出長度或剛度對錐形體破壞投影面大小的影響,伸出長度越長其剛度越低,因此錨固區有效長度是影響拔出承載力的重要因素。結合試驗現象(圖10),L型連接件端部彎折總長35 mm,伸出25 mm的長度,混凝土錐形體是從連接件外側開始沿大于45°角斜向上展開破壞的,說明25 mm的伸出長度均屬于有效錨固長度。

圖10 L型試件混凝土錐形體破壞現象Fig.10 The failure phenomenon of the concrete cone of the L-shaped specimen

4 結束語

1)由試驗得到的各不銹鋼連接件抗拔承載力平均值均大于20 kN,最小安全系數為1.46,具有很好的安全儲備,滿足工程設計需求。

2)預制夾芯保溫墻不銹鋼連接件的破壞模式多為混凝土錐形體破壞?？拱纬休d力與端部錨固形式有關,有效錨固面積越大,連接件埋深越大,破壞錐體在混凝土表面的投影面積越大,抗拔承載力越高。

文中試驗針對不銹鋼連接件錨固端處理形式的設計,目的在于探究性能有效、制作簡單、成本較低的不銹鋼連接件,為不銹鋼連接件的推廣應用提供參考。