预制夹芯保温墙不锈钢连接件力学性能研究

张玉敏 徐振华 李京慧 冯宣铭 王宇亮

(1.华北理工大学建筑工程学院,河北唐山 063210;2.河北省地震工程研究中心,河北唐山 063009)

目前,国内已有研究主要集中于桁架式和棒状不锈钢连接件,但处于起步阶段,尚无针对不锈钢连接件的产品标准和规范。不锈钢类连接件工程应用尚少,尤其是点连式棒状不锈钢连接件。

薛伟辰等研发了应用于预制夹芯保温墙体的棒状不锈钢连接件[1],试验结果表明：试件破坏形式为混凝土劈裂破坏,试件破坏时连接件应变较小,具有较大安全余量。郑旭等通过ABAQUS软件对不同厚度与尺寸的板型不锈钢拉结件进行模拟分析,确定了板型不锈钢拉结件的抗剪承载力,同时得出了其应力发展过程[2],得出：拉结件有较大的平面内抗剪承载力,板型拉结件的厚度和长度因素对其抗剪承载力的影响较大,高度影响不明显。李亚等对夹芯保温墙体的不锈钢连接件研究进展进行了较为系统的综述[3],总结得出：不锈钢连接件可分为桁架式、棒状、板式和异形截面。而国内目前已有研究主要针对桁架式和棒状不锈钢连接件。总体而言,我国针对不锈钢连接件的研究还处于起步阶段,工程应用较少;白正仙等对采用了棒状、板状、L形、H形、槽形玻璃纤维型材连接件的夹芯保温墙体进行拉拔、剪切以及热工试验[4],结果表明：玻璃纤维具有较好的抗剪切及抗拉拔性能且保温隔热性能优良。张曰果等针对佩克PD型桁架连接件,对6个拉剪模型进行试验研究[5],研究结果表明：在拉剪作用下,保温层厚度不变时,夹芯墙的抗剪承载力随拉力增大而增大;而在拉剪不变条件下,保温层厚度增加,夹芯墙的抗剪承载力和变形均增大,该类连接件的拉剪承载力大于现行设计承载力取值。

在已有研究的基础上,文章对不锈钢连接件端部设计了不同的锚固构造并进行抗拔试验,对其抗拔承载力、破坏形态、荷载-滑移关系等进行研究。

1 试验设计

1.1 连接件设计

根据陆明烔主编的《实用机械工程材料手册》[6]、JGJ/T 451—2018《内置保温现浇混凝土复合剪力墙技术标准》[7]和参考文献[3],夹芯保温墙体连接件主要包括不锈钢连接件和FRP连接件。对比文献[6-7]给出的Q235钢、HPB300以及不锈钢304的部分材料参数(表1),考虑选材方便、热导率、冷(热)桥效应的影响以及屈服强度相近等因素,故试验的不锈钢连接件采用304不锈钢材加工。

表1 钢材性能参数Table 1 Steel performance parameters

参考技术手册《哈芬夹形夹心板拉结件》[8]和《哈芬预制外挂墙板锚固件》[9]产品技术信息,设计了4种采用不同端部锚固措施的连接件,分别有满焊螺母、端部弯折90°(L型)、焊接单根不锈钢棒(一字型)、焊接两根不锈钢棒呈十字肋(十字型),具体样式如图1所示。

a—螺母连接件;b—L型连接件;c—一字型连接件;d—十字型连接件。图1 4种连接件 mmFig.1 Four types of connectors

1.2 试件设计

根据JGJ/T 451—2018[7]和文献[10],试件尺寸取连接件间距,完成了试件的尺寸设计。预制夹芯保温墙体不锈钢连接件拔出试验分4组试件,每种锚固构造设3个试件,共12个试件,试件设计参数见表2。试件的混凝土强度等级为C40,由连接件和尺寸为600 mm×400 mm×150 mm的混凝土块组成。在未考虑钢筋网片对连接件约束的情况下,探究不锈钢连接件自身与混凝土的黏结锚固力,设计连接件锚固端预埋深度均为30 mm,试件如图2所示。

a—正视;b—侧视;c—1—1。图2 试件示意 mmFig.2 Schematic diagrams of specimen

表2 试件设计参数Table 2 Specimen design parameters

根据GB 50010—2010《混凝土结构设计规范》[11],制作试件的同时制作边长100 mm的混凝土试块,并与试件同条件养护,以标准试验方法测得的抗压强度实测值,详细如表3所示。

表3 混凝土力学性能实测值Table 3 Measured values of mechanical properties of concrete MPa

1.3 加载与量测

试验在电液伺服钢绞线拉伸试验机LA-1000上进行,荷载和位移等相关试验数据可通过试验机直接采集,试验的加载速率为100 N/s,加载结束条件为位移50 mm。根据文献[10],为避免上下连接件的对中因素对试验造成影响,按实际情况改善了试验方案,采用图3a所示试验装置进行加载,加载直至试验试件自由破坏。

a—试验装置;b—装置示意,mm。图3 拉拔试验装置Fig.3 The pull-out test device

2 试验结果

2.1 试件破坏形态

不锈钢棒端部满焊螺母的3个试件BXG-N1～BXG-N3破坏模式均为连接件端部混凝土锚固破坏。试件在加载破坏之前,能偶尔听见混凝土试件内部有撕裂声。加载至约0.95Pu(Pu为拔出峰值荷载)时混凝土表面出现明显裂缝,并迅速发展成近似圆形的大面积倒锥体混凝土块。发出巨响瞬间,锥形体从连接件根部拔出,连接件无明显损伤,破坏形态如图4所示。

图4 螺母连接件试件破坏形态Fig.4 Failure modes of the nut connector specimen

试件BXG-L1和BXG-L2呈近似扇形的混凝土锚固破坏。施加的荷载接近Pu时,试件混凝土表面发出撕裂声,裂缝迅速开展,连接件从根部连同周围混凝土被拔出。通过观察,试件BXG-L1和 BXG-L2混凝土破坏面较大。试件BXG-L3试验机加载至28.31 kN自动停止加载,连接件周围的部分混凝土碎裂,连接件未拔出,各试件破坏形态见图5。

图5 L型连接件试件破坏形态Fig.5 Failure modes of the L-shaped connector specimen

试件BXG-T1和BXG-T2破坏模式为连接件锚固区的混凝土锥形体锚固破坏,破坏表面近似矩形。试件BXG-T3以近似椭圆的锥形体混凝土块锚固破坏。加载前期试件无明显现象,加载至约0.95Pu时混凝土表面出现裂缝,连接件被拔出,各试件破坏形态见图6。

图6 一字型连接件试件破坏形态Fig.6 Failure modes of the horizontal-shaped specimen

试件BXG-SZ1加载前段过程无明显现象,直至荷载达Pu,突然发出巨响,试件发生劈裂破坏。从连接件根部起,被拔出一片宽约200 mm的混凝土块。BXG-SZ2试件呈近似三角形的混凝土锥体被拔出;BXG-SZ3试件则为近似椭圆混凝土锥体被拔出,各试件破坏形态见图7。

图7 十字型连接件试件破坏形态Fig.7 Failure modes of the cross-shaped specimen

2.2 荷载-滑移曲线

不锈钢连接件拔出试验中的荷载-滑移曲线实测值如图8所示,荷载-滑移特征值如表4所示。由图分析可知：滑移随荷载的增大而增大,荷载-滑移曲线基本呈线性关系上升。荷载-滑移曲线中出现的突降区段,是由于不锈钢连接件与试验机夹具产生相对滑移引起的。不锈钢连接件与混凝土间的滑移范围在4～35 mm。

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

通过观察,每组拉拔试件的荷载-滑移曲线离散性大,造成该现象的最主要原因是：不锈钢连接件与试验机夹具产生的相对滑移。相同荷载下滑移量不同、曲线的斜率有差异,造成在同组3个试件之间的曲线有偏差。虽然试件的荷载-滑移曲线有一定的离散性,但每组试件的破坏模式基本相同,能较好地得出峰值荷载,并且理论计算模型的适用性较好,所以离散性对试验结果的影响不大。

3 连接件力学性能分析

参考GB 50010—2010[11]对钢筋锚固要求的计算原理以及Eligenhausen提出的单筋锥体抗拉拔承载力等于锥形体水平投影面积上混凝土的拉拔力总和[12]的计算方法,采用式(1)进行试件拉拔承载力计算,其简化模型如图9所示：

图9 锥形体破坏计算简图Fig.9 Cone failure calculation diagram

(1)

式中：Ti为连接件抗拔承载力,kN;m、n分别为连接件端部的长短轴,mm;h为连接件在混凝土中的预埋深度;ft为混凝土抗拉强度设计值,文中取实测抗拉强度值1.77 MPa;α为锥形体破坏的拔出角度,一般取π/4。

试件BXG-N1～3的螺母外径为18 mm,在混凝土中的锚固深度为30 mm,抗拔承载力计算值为8.45 kN。试验得到,试件BXG-N1～BXG-N3的峰值荷载Pu分别为28.56,21.46,25.38 kN。定义试件的峰值荷载Pu为连接件的抗拔承载力特征值Tj,对比数据可见,抗拔承载力均在理论计算值的2.5倍以上,这表明依据上述计算方法,连接件具有较大的安全储备。各试件的理论计算值及试验值见表5。

表5 连接件抗拔承载力与理论值Table 5 Test values and theoretical values of the pull-out resistance of specimens

试件BXG-L、BXG-T和BXG-SZ之间的差别就是连接件端部构造伸出的方向由单向增加至两向、四向。依据图9计算模型,三种连接件的锚固区混凝土水平投影面积相应增大。BXG-SZ的投影面积最大,故理论计算值最大,通过试验也验证了十字型连接件抗拔承载能力更高。说明了可通过增加连接件锚固区域与混凝土的黏结面积以增强锚固区黏结性能,进而提高连接件的抗拔承载力。

由表5中数据可知,抗拔承载力试验值可达理论计算值的1.46倍以上。不锈钢连接件的抗拔承载力试验值均较理论计算值偏大,分析原因主要有如下3点：1)理论计算的简化模型其锥形体破坏角度取π/4。结合试验现象,锥形体实际拔出角度均大于π/4,实际投影面积比理论值大;2)混凝土实际强度大于设计强度;3)部分连接件的预埋深度由于自身沉降等原因,实际预埋深度大于30 mm。

根据文献[13-14]得知,焊缝强度应大于母材自身强度,不锈钢焊缝的破坏不应早于试件破坏。四种连接中,除L型外其余三种需要焊接,L型连接件具有良好的承载能力,和其他几种连接件相比制作简单,适用性较好。根据文献[15]分析,需考虑连接件锚固区伸出长度或刚度对锥形体破坏投影面大小的影响,伸出长度越长其刚度越低,因此锚固区有效长度是影响拔出承载力的重要因素。结合试验现象(图10),L型连接件端部弯折总长35 mm,伸出25 mm的长度,混凝土锥形体是从连接件外侧开始沿大于45°角斜向上展开破坏的,说明25 mm的伸出长度均属于有效锚固长度。

图10 L型试件混凝土锥形体破坏现象Fig.10 The failure phenomenon of the concrete cone of the L-shaped specimen

4 结束语

1)由试验得到的各不锈钢连接件抗拔承载力平均值均大于20 kN,最小安全系数为1.46,具有很好的安全储备,满足工程设计需求。

2)预制夹芯保温墙不锈钢连接件的破坏模式多为混凝土锥形体破坏。抗拔承载力与端部锚固形式有关,有效锚固面积越大,连接件埋深越大,破坏锥体在混凝土表面的投影面积越大,抗拔承载力越高。

文中试验针对不锈钢连接件锚固端处理形式的设计,目的在于探究性能有效、制作简单、成本较低的不锈钢连接件,为不锈钢连接件的推广应用提供参考。