夹心保温墙体GFRP 连接件轴向性能研究

2021-03-22何之舟王海深

工程力学 2021年3期

何之舟，潘鹏，王海深

(1. 清华大学土木工程系，北京 100084；2. 土木工程安全与耐久教育部重点实验室，清华大学，北京 100084)

据统计，2015 年中国建筑全生命周期能耗约占全年总能耗的40%，其中建筑使用能耗占比超过1/2[1]。近年来，为适应可持续发展需求，国家大力推动绿色建筑发展，对建筑提出更高的节能保温要求。外墙保温是建筑保温隔热系统的重要一环，其根据构造不同常分为3 种：外保温、内保温和夹心保温墙体[2]，其保温材料包括玻化微珠[3]、自保温空心混凝土砌块[4]、聚苯板[5]等。相比于外保温墙体耐火及耐久性差、内保温墙体受室内装修影响大等特点，夹心保温墙体兼具承重、围护和保温功能，具有良好的防火性、耐腐蚀性和施工便易性[6]，是目前发展的一大趋势。

夹心保温墙体由4 部分组成：内叶板、外叶板、保温层和连接件体系，如图1 所示。内叶板和外叶板通常为混凝土板，保护中间的保温层。内叶板与结构连接。外叶板一般为60 mm 厚，仅通过连接件将自身荷载传递至内叶板。连接件的力学性能对于保障墙体安全至关重要。根据连接件所提供内外叶板组合作用的大小，墙板被分为完全组合式、部分组合式和非组合式3 种[2]。

图1 夹心保温墙体示意图Fig.1 Illustration of insulation sandwich wall panels

国内外对不同材料的连接件力学行为开展了较为广泛的研究。Lee 等[7]、Woltman 等[8]提出了含混凝土的连接件构造形式。Thomas 等[9]、Benayoune 等[10]提出了钢连接件。连接件剪切和墙体面外试验结果表明，钢连接件具有较好的抗剪性能，且墙体组合程度较高。但混凝土和钢材具有较高的导热性，会导致墙体局部出现“热桥效应”，影响整体保温隔热性能。Losch 等[11]研究发现，高强尼龙材料由于易老化和塑性疲劳特性，也不适用于墙体连接件。GFRP 作为一种新型复合材料，具有轻质、高强、导热率低等特点，成为连接件研究的首选材料。

连接件按几何构造分为格构式和独立式两种[2]。格构式连接件的研究大多关注于墙体的组合程度。 Pantelides 等[12]、 Hodicky 等[13]等研究了GFRP 格构式连接件在墙板中的剪力传递机制。Rizkalla 等[14]研究发现格构式连接件夹心保温墙体组合程度较高。Bernard 等[15]研究了保温层材料对CFRP 格构式连接件夹心保温墙体的刚度和组合程度的影响，发现使用EPS 比XPS 保温层有更高的组合程度。刘才华等[16]研究了带门窗洞口的夹心保温墙体面外受弯性能，发现墙体组合程度较高，且门窗洞附近易出现斜向裂缝。

《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1−2014)[17]推荐使用非组合式夹心保温墙体。因此，独立式连接件的研究在我国更为广泛。孟宪宏等[18]设计了三种不同形式的GFRP 弯锚连接件，其拉拔承载力分别为29.5 kN、26.2 kN 和23.5 kN。姜伟庆等[19]、薛伟辰等[20]分别提出GFRP 十字型截面棒状连接件和板式连接件，其端部设置槽口，通过与混凝土接触挤压传递荷载。拉拔试验表明破坏模式为混凝土劈裂破坏，极限承载力分别约为12 kN 和21 kN。杨佳林等[21]对上述板式连接件开展抗剪试验，测得当保温层厚度为150 mm 时，剪切承载力为19.6 kN。Huang 等[22]设计了一款六边形箱型截面GFRP 连接件，通过抗剪试验发现当保温层厚度为50 mm时，连接件的承载力和刚度分别为27.6 kN 和15.2 kN/mm。Dutta 等[23]提出了一种槽型截面GFRP连接件，并设计了单剪试验以测量其抗剪强度及其与混凝土的粘结强度。李智斌等[24]设计了一种螺纹式GFRP 连接件，并测试了其抗拔和抗剪承载力。白正仙等[25]对棒状、板状、L 型、H 型和槽型连接件进行拉拔及剪切试验，结果表明槽型连接件承载力更高。Naito 等[26]研究了14 种商用连接件的拉拔性能，并提出了三线性本构关系。

现有研究成果表明，大部分独立式连接件的拉拔破坏模式为混凝土劈裂冲切破坏。然而，连接件拉拔破坏的受力机理分析、准确的混凝土破坏面确定方法和承载力计算公式尚缺乏深入研究。其次，Imbabi[27]研究表明，为实现良好的保温效果，在部分寒冷地区保温层厚度需达到300 mm。而现有研究的保温层厚度均不超过150 mm。根据Halfen[28]设计公式，现有连接件的刚度和承载力均难以在保温层超厚条件下满足设计要求。与此同时，保温层厚度的增大会导致连接件容易出现受压失稳破坏，而连接件受压力学性能的研究较为缺乏。此外，现有常用的连接件端部开槽锚固方式，其力学性能对施工质量敏感、离散性较大。

因此，本文提出了新型GFRP 工字型截面连接件，并针对性地提出了一种端部锚固构造。工字型连接件具有较大的截面惯性矩，其抗弯-剪刚度和承载力远高于传统的小截面棒状连接件[29]，在墙体设计时连接件使用数量可大大减少，有效降低了成本。本文重点研究其轴向性能。通过拉拔和受压试验研究，得到连接件破坏模式和力学性能。通过ABAQUS 有限元分析探究混凝土损伤发展过程，进而得到混凝土冲切破坏面确定方法，并推导出连接件拉拔、受压承载力估算公式。

1 新型GFRP 工字型连接件

本文所提出的工字型连接件如图2 所示。连接件采用GFRP 材料，通过拉挤成型工艺制作而成。连接件截面尺寸为76 mm×38 mm×6.35 mm。参考Halfen[28]连接件做法，端部采用设置锚固钢筋传递荷载的方式实现锚固效果。具体做法为：连接件端部预先开孔，墙板施工放置连接件时，开孔处插入一定长度的锚固钢筋，并与墙板分布筋绑扎固定。Halfen[28]连接件端部开孔方案单一，未根据连接件形状进行优化，且开孔数量多，存在浪费。本文针对工字型连接件，对开孔方案进行了优化设计。连接件两端翼缘设置双排孔洞，每排2 个，锚固钢筋安装时绑扎在分布筋的内外两侧。腹板设置单排3 个孔洞，绑扎在分布筋内侧(靠近保温层一侧)。连接件两端锚固深度为50 mm。为避免出现连接件局部破坏(开孔处孔壁承压破坏、孔后端被剪坏或全截面被拉断)及锚固钢筋自身弯剪破坏，需控制锚固钢筋直径一般不低于6 mm，孔的边距一般不低于10 mm，且连接件开孔处截面孔的总面积不超过全截面的1/2。本试验中采用的连接件局部构造设计如图2(d)所示。

GFRP 纤维铺层设计决定了型材的力学性能。本连接件中，主要纤维为沿连接件轴向的无捻粗纱。腹板加入3 张±45°多轴向布以增大连接件抗剪性能。翼缘中加入1 张0°/90°和2 张±45°多轴向布以避免翼缘在受力时局部破坏。纤维体积含量约为60%。GFRP 基体为饱和环氧树脂。试验前，依据相关规范，对GFRP 纤维单层板力学性能进行测试，如表1 所示。其中， Xt、 Xc、 Yt、 Yc、S 、 E1、 E2、G12、 γ12分别表示纤维轴向拉伸强度、轴向压缩强度、纤维垂直拉伸强度、垂直压缩强度、剪切强度、轴向弹性模量、垂直弹性模量、剪切模量和泊松比。

图2 新型GFRP 连接件Fig.2 Novel GFRP connector

表1 GFRP 材性试验结果Table 1 Material properties of GFRP

2 拉拔试验

2.1 试件设计

拉拔试验(pull out test)设计2 个重复试验，以考虑试验结果的离散性。试件命名为PO-1 和PO-2。试件尺寸如图3 所示。280 mm×280 mm×170 mm 混凝土块代表墙体混凝土板，通过连接件相连。混凝土外侧预埋钢拉杆以施加拉力。每个混凝土块中放置3 层HRB335Φ8分布筋，其中，最内侧一层模拟夹心保温墙体中的分布筋，保护层厚度30 mm，外侧两层用于确保钢拉杆不会被拔出。由于拉拔性能与连接件长度无关，为试件加工方便，混凝土块间距设置为100 mm，表示墙体的保温层厚度。由于保温板对连接件拉拔性能没有影响，为便于观察试验破坏现象，试件中未设置保温板。

试验前对混凝土和钢筋的材性进行测试。混凝土立方体抗压强度平均值为31.0 MPa，标准差为1.0 MPa。钢筋屈服强度和极限抗拉强度分别为359 MPa 和451 MPa，标准差分别为7.1 MPa 和9.0 MPa。

图3 拉拔试件尺寸及配筋图 /mm Fig.3 Geometry and rebar detailing of pull-out tests

2.2 量测与加载方案

试验装置采用100 t 拉压万能试验机，如图4所示。试验机夹头固定试件钢拉杆以施加拉力，前、后2 个位移计以测量混凝土块竖向相对位移。连接件上、下翼缘中部沿轴向各设置一个应变片，以采集翼缘轴向应变。腹板中部的前、后两侧各设置一个应变花，以采集腹板轴向、水平和45°应变。试验采用位移控制单向加载，加载速度为0.2 mm/min。

图4 拉拔试验加载及量测装置Fig.4 Load and measurement setups of pull-out tests

2.3 试验结果与分析

连接件的破坏现象如图5 所示。两个试件均为连接件端部混凝土锚固破坏。峰值荷载之前无明显破坏现象。荷载达到峰值时，混凝土块内侧表面靠近连接件的位置，出现4 条微小裂缝。之后荷载开始下降，裂缝沿45°方向逐步向外延伸变宽。到达混凝土块边缘之后，在平行于连接件翼缘的混凝土块两侧表面出现了横向裂缝。之后裂缝不断扩展变宽，并向另外两侧表面延伸，最终形成一个完整的混凝土破坏面。而此时混凝土内侧表面裂缝不再发展扩展。全过程中，锚固钢筋未出现明显的受弯塑性变形。连接件主体及孔壁处也未出现破坏。

图5 拉拔试验破坏现象Fig.5 Failure phenomena of Pull-out tests

试件的荷载-位移曲线如图6 所示。曲线在上升段斜率基本不变，试件处于弹性阶段；达到峰值之后，荷载会进入短暂的平台段，然后迅速下降。其原因为锚固钢筋传递荷载给混凝土时，会导致连接件附近的混凝土首先发生开裂，局部承载力降低，对锚固钢筋的约束作用也减弱。由于锚固钢筋较长，荷载发生重分布，通过锚固钢筋向更远处的混凝土进行传递。这种渐进破坏的过程会导致荷载有一段相对缓慢的下降段。直到内部出现完整破坏面，表现出混凝土块侧面开裂，此时荷载的重分布机制失效，承载力会出现迅速下降。在试验中虽然出现了混凝土块全截面拉断的现象，但这是连接件的最终破坏状态，而非初始破坏状态，因此不会影响连接件承载力试验结果。其原因如下：1)从力学机理来看，初始破坏是荷载通过锚固钢筋根部(靠近连接件的位置)传递至混凝土，导致局部混凝土冲切破坏，这种破坏模式决定了连接件的承载力，而全截面开裂是后续破坏模式；2)从试验现象来看，达到峰值荷载时，裂缝仅在混凝土块上表面出现，表明此时局部冲切破坏已经发生，而混凝土块侧面未出现裂缝，说明此时未出现全截面拉开的情况。随着位移进一步施加，侧面才逐渐出现裂缝，此时荷载已经部分下降。综上所述，全截面拉断对峰值承载力无影响。本试验采用的混凝土块尺寸，可以较为准确地得到连接件的承载力结果。

试件的峰值荷载和对应的位移如表2 所示。平均峰值荷载25.6 kN。试验离散性较低，峰值荷载标准差为1.4 kN。而姜伟庆、薛伟辰等提出的采用端部槽口锚固的连接件拉拔承载力标准差约为1.9 kN[19]和3.0 kN[20]。表明采用新的锚固方式具有更加高效稳定的锚固效果。

图6 拉拔试件荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves of pull-out specimens

表2 拉拔试验各试件峰值荷载及对应位移Table 2 Peak load and corresponding displacement of each pull-out specimen

试件的荷载-应变曲线如图7 所示。所有应变均远小于GFRP 破坏应变。其中，腹板垂直于受拉方向的负应变是由于泊松效应导致。翼缘和腹板的轴向应变基本相同，说明变形基本同步，连接件通过翼缘和腹板处的锚固钢筋，均匀地传递拉力。

图7 拉拔试件荷载-应变曲线Fig.7 Strain-force curves of pull-out specimens

3 受压试验

3.1 试件设计

连接件受压试验(compression test)设置2 个重复试验，分别为CT-1 和CT-2。试件尺寸如图8所示。两块360 mm×360 mm×60 mm 混凝土板代表墙体内外叶板，间距为120 mm。板中设置双向两道HRB335Φ8钢筋以模拟墙板分布筋。连接件设置在混凝土板中央。由于保温板弹性模量和抗压强度较低，对试验结果基本无影响，在试验中未设置保温板。为确保混凝土有足够的冲切破坏空间，荷载通过环形钢板施加到混凝土板上。环板外部设置分载钢板以确保荷载均匀施加到试件上。受压试件的混凝土和钢筋材性与拉拔试件相同。

图8 受压试件设计图 /mm Fig.8 Design of compression test specimen

3.2 量测与加载方案

受压试验装置如图9 所示。试件一端靠在反力架上，另一端通过千斤顶施加压力。在试件与台座之间设置棍棒排，以减小摩擦力的影响。为测量两块混凝土板之间的相对位移，设置2 组4 个位移计，每组2 个相向布置。在连接件腹板两侧各设置一个应变片以测量其轴向应变。试验采用位移控制单向加载，加载速度为0.5 mm/min。

图9 受压试验加载及量测装置Fig.9 Load and measurement setups of compression tests

3.3 试验结果与分析

连接件受压破坏现象如图10 所示。试件呈现混凝土冲切破坏特征。在加载初期，混凝土边缘处出现沿厚度方向的裂缝，其原因是通过环形面加载，混凝土会受到一定弯矩而开裂。之后荷载继续上升，直至达到峰值荷载。试验形成的破坏面如图10(b)所示。试验形成2 个环状冲切破坏面。内部和外部冲切面分别是连接件自身截面和锚固钢筋向外冲切产生的。图10(c)表明破坏面在厚度方向沿45°向外延伸，符合混凝土冲切破坏的典型特征。图10(d)展示了试件破坏后的钢筋形态。锚固钢筋均发生明显的弯曲变形。连接件主体并未出现明显的损伤，锚固钢筋未造成连接件端部孔壁承压破坏或孔后部剪断。

图10 受压试件破坏现象Fig.10 Failure phenomena of compression specimens

受压试件荷载-位移曲线如图11 所示。荷载上升到7 kN 左右出现斜率下降，是混凝土受弯开裂所致。之后，荷载几乎呈线性上升，直至达到峰值荷载，约为36.8 kN，此时对应位移约为6.3 mm，如表3 所示。在此之后，冲切破坏面逐渐形成，残余承载力不断下降。试验中受试件尺寸的限制，分布筋整体发生较明显的破坏，对锚固钢筋的约束作用有限，导致试件延性较低。但在实际结构中，分布筋在墙板中通长布置，连接件在承载力下降段较传统槽口锚固型连接件具有更高延性。

受压试件的荷载-应变曲线如图12 所示。应变随荷载线性上升，达到峰值时远低于GFRP 破坏应变。说明连接件仍处于弹性受力阶段。

4 有限元分析

4.1 模型情况

图11 受压试件荷载-位移曲线Fig.11 Dis.-force curves of compression specimens

表3 受压试验各试件峰值荷载及对应位移Table 3 Peak load and corresponding displacement of each compression specimen

图12 受压试件荷载-应变曲线Fig.12 Strain-force curves of compression specimens

连接件在拉拔和受压状态下均呈现出混凝土冲切破坏模式。混凝土内部的裂缝开展过程、初始破坏面的形状难以通过试验现象观察得到。为深入探究锚固破坏机理，分析锚固区混凝土应力状态，识别冲切破坏面，利用ABAQUS 有限元软件对试件进行建模分析。

模型包括混凝土、分布筋、连接件和锚固钢筋4 部分，如图13(a)所示。各部分尺寸和位置与拉拔试件完全相同。混凝土采用C3D8 实体单元，在连接件端部附近网格加密，为2 mm，其他地方的网格尺寸分别为5 mm 和10 mm。连接件采用S4R 壳单元，网格尺寸为5 mm。锚固钢筋和分布筋采用C3D2 线单元，网格尺寸为5 mm。分布筋采用嵌入(embedded)的方式与混凝土形成接触。为近似模拟连接件端部锚固方式，将锚固钢筋轴线对准孔洞圆心处，采用合并(merge)的方法将锚固钢筋与连接件形成一个整体，并将锚固钢筋嵌入(embedded)到混凝土中。组装之后的有限元模型如图13(b)所示。约束混凝土外侧表面的6 个自由度，在连接件端部施加拉拔荷载。

图13 有限元模型Fig.13 Finite element model

混凝土弹性模量和泊松比分别为30 GPa 和0.2，采用损伤塑性模型(concrete damaged plasticity model)模拟其塑性行为。GFRP 材料塑性行为采用Hashin 损伤模型进行模拟，并用常规壳(conventional shell)定义连接件复合层截面属性。钢筋设置为各向同性材料，弹性模量和泊松比分别为200 GPa 和0.3。采用双线性本构定义钢材塑性行为。各材料的材性参数见表4。

表4 有限元模型主要参数Table 4 Main parameters of FE models

模型分析采用静力通用分析步，设置考虑几何非线性的影响。采用控制连接件端部强制位移的方式施加拉拔荷载。

4.2 分析结果

在连续体模型中，混凝土的开裂位置和损伤情况很难实现精确模拟。通过观察混凝土各计算单元受拉损伤指标(DAMAGET)的分布，可近似判断开裂发展情况。DAMAGET 是混凝土塑性损伤模型中用来表征混凝土开裂破坏程度的无量纲指标，其数值为0～1，0 表示未发生损伤，1 表示完全破坏。

为便于观察，在混凝土不同位置取剖面，如图13(b)所示。在各剖面上绘制DAMAGET 云图，如图14 所示。剖面1 平行于连接件腹板平面，在翼缘锚固钢筋所在位置；剖面2 平行于连接件翼缘平面，在翼缘锚固钢筋所在位置；剖面3 平行于翼缘平面，在腹板锚固钢筋所在位置。可见连接件通过锚固钢筋，将拉拔力传递到混凝土中。混凝土局部受挤压作用，荷载向周围混凝土传递，导致周围混凝土受剪开裂。裂缝从锚固钢筋处呈一定角度向外扩展延伸，角度大约为45°。且三排锚固钢筋呈现出三个较为独立的破坏面。剖面4 展示了垂直连接件轴线方向、在翼缘锚固钢筋处的混凝土平面DAMAGET 云图随位移施加的变化过程，可见混凝土破坏逐渐扩展，与试验现象相吻合。

图14 混凝土应力状态云图Fig.14 Stress state nephogram of concrete

有限元分析结果显示，混凝土冲切劈裂破坏是由锚固钢筋挤压混凝土导致，三排锚固钢筋对混凝土均有各自独立的挤压作用。混凝土破坏从锚固钢筋根部开始，呈约45°方向扩展形成冲切破坏面。

5 轴向承载力确定方法

试验和有限元结果表明，连接件轴向受力破坏模式为混凝土冲切破坏，锚固钢筋起到重要的传力作用。为确定轴向承载力，首先需确定每层锚固钢筋所能造成的混凝土理论冲切破坏面形状。考虑冲切承载力与钢筋自身抗剪强度的大小，确定实际有效冲切面，计算混凝土整体冲切破坏面面积，并最终确定承载力数值。具体可按如下步骤进行。

5.1 步骤1：确定理论冲切破坏面

如图15(a)所示，连接件受荷时，通过孔壁接触，传递至锚固钢筋。锚固钢筋受到剪力，通过与混凝土接触进一步传递。局部混凝土受挤压作用，向周围混凝土传递剪力。剪切应力状态可转化为45°方向的拉压正应力。因此裂缝沿45°向外传递。混凝土破坏面宽度bef取决于锚固钢筋的布置情况，如图15(b)所示。若锚固钢筋间距较大，则每个钢筋会单独形成一个冲切破坏面。但若锚固钢筋间距较小，则多个锚固钢筋会形成一个破坏面整体。由此可确定混凝土破坏面宽度bef，如式(1)所示。其中，n 为该排锚固钢筋数量，rs为锚固钢筋直径，h0为保护层厚度。得到bef之后，即可确定一个三维破坏面。将破坏面沿连接件轴向进行投影，得到投影面积Sp，如式(2)所示。

5.2 步骤2：确定实际有效破坏面

5.3 步骤3：确定混凝土整体破坏面

连接件端部有m 层锚固钢筋，因此可能会形成m 个冲切破坏面。图15(c)展示了拉拔试件的三个破坏面投影形状。以破坏面1 为例，其表示腹板处锚固钢筋所产生的破坏面。其中，25 表示锚固钢筋保护层厚度25 mm，98 表示该层混凝土冲切破坏面宽度98 mm。可见破坏面3 投影区域包含破坏面2。这意味着破坏面3 的形成会导致破坏面2 退出工作。因此，计算整体冲切破坏面St时，应考虑所有冲切面投影区域的并集，按式(4)进行计算。

图15 轴向承载力确定方法Fig.15 Determination method of axial bearing capacity

5.4 步骤4：计算连接件轴向承载力

通过以上方法确定本连接件的拉拔和受压试件的承载力，并与试验结果进行对比，如表5 所示。计算结果略低于试验结果的原因是：确定破坏面时认为其从锚固钢筋根部开始发展，如图15(a)所示。但若锚固钢筋层相对于混凝土冲切体的刚度增大，会导致混凝土破坏更趋近于整体破坏而非局部冲切破坏，破坏面初始发展位置会外移，实际破坏面投影面积大于计算投影面积，实际承载力更高。在拉拔试件中，锚固钢筋的保护层厚度小于受压试件，所以这一公式误差相对更大。另外，本试验中采用的是HRB335Φ8作为锚固钢筋。本公式对直径8 mm 及以下的锚固钢筋计算结果较为准确，对8 mm 以上的钢筋计算结果偏于保守。