張曰果 趙志剛 尹 展 車向東 朱 斌 王志禮 呂安安

(1.沈陽建筑大學土木工程學院， 沈陽 110168； 2.北京市燕通建筑構件有限公司， 北京 102202； 3.北京市住宅產(chǎn)業(yè)化集團股份有限公司， 北京 100161； 4.佩克建筑配件(張家港)有限公司， 江蘇張家港 215600)

0 前 言

預制混凝土夾芯保溫外墻板是由兩側的混凝土葉板和中間的保溫層組成，兩側葉墻板通過連接件連接。夾芯保溫外墻具有低能耗、耐久、防火等特點，以其良好結構性能和經(jīng)濟效益而逐漸受到建筑行業(yè)的青睞[1-3]。預制混凝土夾芯墻體中的連接件關系到其內(nèi)外葉墻片之間的協(xié)同工作，是決定夾芯墻體整體工作性能的關鍵因素。目前，國內(nèi)外學者對非金屬材料連接件的研究比較深入全面，已有研究成果表明夾芯保溫墻體非金屬材料連接件的抗剪能力不高，但抗拉性能較好，環(huán)境適應性較強。其中，國外學者Kazem等對纖維增強復材(FRP)連接件的受剪性能進行了研究[4]，Ekenel對纖維增強復合材料連接件的受力性能做了試驗研究[5]。國內(nèi)學者王勃等對FRP連接件和預制夾芯保溫墻板的研究進展進行了綜述和展望[6]，陳東等對FRP連接件進行了抗拉和抗剪數(shù)值模擬[7]。雖然FRP等非金屬連接件在導熱和耐腐蝕性等方面較金屬連接件有一定的優(yōu)勢，但是隨著科技的進步，新工藝和新材料的不斷發(fā)展，金屬材料的耐腐蝕性等有了較大的改善和提高，其力學性能也明顯優(yōu)于一些非金屬材料，所以對金屬連接件的研究勢在必行，其中不銹鋼桁架連接件(圖1)因具有強度高、耐腐蝕、制造簡單、施工方便等優(yōu)點而被采用，因此，深入研究金屬桁架連接件的受力性能對于預制混凝土夾芯保溫墻的應用和發(fā)展具有重大的意義。

a—不銹鋼桁架連接件； b—桁架連接件簡圖，mm。

預制混凝土夾芯保溫墻與傳統(tǒng)的夾芯墻有所不同，其可通過加大內(nèi)外葉墻板間保溫層的厚度來實現(xiàn)超低耗能的目的，這就給連接件的受力性能提出了更高的要求，可以說夾芯保溫墻中連接件的可靠性，是預制混凝土夾芯保溫墻推廣應用的前提。夾芯保溫墻在其外葉墻自重作用下墻體連接件將處于受剪狀態(tài)，為研究其抗剪性能，本文通過試驗和有限元分析的方法對不銹鋼桁架連接件的抗剪性能進行研究，綜合評估影響該類連接件剪切承載性能的因素，為其設計和工程應用提供參考。

1 桁架連接件的抗剪性能試驗

1.1 試件設計及材料性能

為研究預制混凝土夾芯保溫墻桁架連接件的抗剪性能，基于實際工程應用考慮了不同保溫層厚度，分別取保溫層厚度為200 mm和250 mm?？紤]試驗加載的便利性和可行性，本次抗剪試驗試件采用雙剪切模型，可有效考察多個桁架連接件的協(xié)同工作性能。4個雙剪切試件編號分別為S-PD-200a(b)、S-PD-250a(b)。每個試件有2個受剪面，每個受剪面設有兩個豎向布置的桁架連接件，間距為600 mm。桁架連接件的弦桿采用直徑為5 mm的HRB400鋼筋制作，腹桿采用直徑5.5 mm的國產(chǎn)光面不銹鋼(S304)桿制作。兩側混凝土外葉墻板厚度為60 mm；中間混凝土墻板厚度為200 mm，模擬內(nèi)葉墻；保溫層厚度分為200 mm和250 mm。內(nèi)外葉墻混凝土強度等級為C30，墻板鋼筋網(wǎng)保護層厚度25 mm。試件配筋及細部尺寸如圖2所示。

1—桁架連接件腹桿； 2—桁架連接件弦桿； 3—外葉墻； 4—內(nèi)葉墻； 5—保溫層。

在制作試件時，采用塑料薄膜將保溫板與混凝土進行隔離，以去除保溫板與混凝土的黏結作用，以此考慮實際工程中保溫板老化等問題。

a—桁架腹桿力-變形曲線； b—桁架弦桿力-變形曲線。

a—帶肋弦桿； b—光面不銹鋼腹桿。

表1 混凝土力學特性

表2 桁架連接件材性試驗結果

本試驗采用了密度較低的保溫板，用來保守地考慮保溫板的受壓性能。實測所得保溫板荷載-變形曲線和應力-應變曲線如圖5所示。由圖5b可見保溫板抗壓能力較低，當壓應力達到0.03 MPa后，其壓應變快速增加，表現(xiàn)出高壓縮性特性。

a—荷載-變形曲線； b—壓應力-應變曲線。

1.2 加載和量測

剪切試驗裝置如圖6所示。試件外葉墻底部支承，而內(nèi)葉墻底部自由，通過豎向千斤頂對內(nèi)葉墻豎向加載，實現(xiàn)桁架連接件剪切受力。為保證內(nèi)葉墻加載端均勻受力，避免應力集中的影響，在內(nèi)葉墻頂部加載端放置剛性分配梁。為了準確測得夾芯保溫墻在荷載作用下的位移變化，在試件外葉墻頂部、內(nèi)葉墻底部以及外葉墻底部墊梁處均設置了位移計。為了獲得桁架連接件腹桿的應變，在所有連接件腹桿中部均粘貼了應變片，以量測連接件在受剪過程中連接件腹桿的應變大小和變化情況。

1—反力架； 2—千斤頂； 3—力傳感器； 4—加載分配梁； 5—試件； 6—位移計； 7—墊梁。

剪切試驗采用分級加載制度，先按力每級2 kN控制加載，當達到屈服荷載時，降為每級1 kN進行，達到極限荷載后，按每級2 mm位移控制加載，直至桁架連接件破壞不能繼續(xù)承載為止。

1.3 試驗現(xiàn)象、結果及分析

試驗加載前，為檢測試驗設備工作情況以及消除試件和加載設備之間的安裝縫隙等，正式加載前進行了預加載，以測試試驗設備的可靠性。

觀察整個試驗過程，兩種保溫層厚度共4個試件的試驗現(xiàn)象相同，所有試件在加載初期，豎向變形很小，當加載至后期時變形持續(xù)增大，最終試件內(nèi)若干連接件腹桿被拉斷或拔出，試件發(fā)生傾斜，試驗結束。各試件破壞后，將保溫板去除，察看內(nèi)部連接件的破壞形態(tài)，可看到受壓腹桿已經(jīng)明顯彎曲失穩(wěn)，而受拉腹桿被拉斷或發(fā)生節(jié)點混凝土錨固破壞，節(jié)點處混凝土表面變化不大，未發(fā)生明顯碎裂破壞，試件典型的破壞狀態(tài)如圖7所示。

a—整體破壞狀態(tài)； b—桁架連接件破壞狀態(tài)。

圖8為實測荷載-位移(V-U)關系曲線。由曲線可見4個試件受力過程相似，荷載-位移曲線形式一致。加載初期，荷載較小，混凝土板與保溫板接觸面無明顯滑移，內(nèi)外墻板無明顯相對位移，荷載和位移基本呈線性關系。隨著荷載的進一步增加，受壓腹桿發(fā)生失穩(wěn)而退出工作，內(nèi)外葉墻之間的壓力全部由保溫板承擔，由于保溫板的高抗壓縮性，導致荷載-位移曲線斜率明顯減小。繼續(xù)加載，桁架連接件的受拉腹桿所受拉力不斷增大至屈服，變形快速增加，V-U曲線的斜率突降，隨受拉腹桿塑性變形的加大，內(nèi)外葉墻之間的相對位移不斷加大，繼續(xù)加載到120 kN左右時，桁架斷裂聲也隨之發(fā)生，試件發(fā)生整體傾斜而停止加載。試件S-PD-250a和S-PD-250b兩試件荷載-位移曲線后期出現(xiàn)分離，V-U曲線不再重合，究其原因可能與試件制作誤差和試驗加載誤差有關，但兩個試件的破壞荷載基本相當。

a—S-PD-200a(b)； b—S-PD-250a(b)。

由以上試驗現(xiàn)象可見，預制混凝土夾芯保溫墻在外葉墻面內(nèi)剪力作用下，內(nèi)外葉墻間的相對變形大小取決于保溫板的壓縮變形性能。由于桁架連接件的受壓腹桿長細比很大，壓力作用下很容易失穩(wěn)，對外葉墻面內(nèi)抗剪貢獻很低，其外葉墻面內(nèi)抗剪承載力主要取決于桁架連接件的受拉腹桿。

比較 PAC吸附和 Fenton試劑降解對 HHCB與AHTN的去除效果可以發(fā)現(xiàn)，在適宜的條件下，F(xiàn)enton試劑比PAC吸附對HHCB與AHTN的去除效果更好，但Fenton試劑反應受pH值的影響更大。

試驗實測各試件的屈服荷載和極限荷載及其對應的平均位移如表3所示。可以看出：桁架連接件的實測屈服荷載Vy隨保溫層厚度的增大而減小，主要由于保溫層厚度的變化改變了桁架連接件腹桿的受力夾角，腹桿所受力的分量發(fā)生變化；不同保溫層厚度時桁架連接件的極限荷載Vu相差不大，這是因為保溫板具有大變形特點，桁架連接件后期受力性能趨于一致，連接件極限荷載取決于受拉腹桿的抗拉承載力?？傮w來看達到屈服荷載Vy時其變形δy隨保溫層厚度的增大而增大。由于本次試件數(shù)量有限加之發(fā)生了不同的破壞模式，導致破壞時實測極限變形相差較大。

由V-U曲線可以確定達到墻板抗剪設計荷載Vd時的變形值δd；同理，根據(jù)桁架連接件墻板生產(chǎn)廠家給出的設計允許變形值δ=2.54 mm，由曲線可得對應荷載值Vδ。Vd、δd及Vδ相應數(shù)值列于表3，可見達到設計承載力時，平均位移為0.7～1.6 mm，均小于正常使用時的允許變形值2.54 mm；而達到允許變形最大值δ=2.54 mm時對應的荷載與設計承載力的比值為1.41～1.92，說明設計時按設計承載力控制時可不對變形進行驗算，且有較大的變形儲備；此外，達到設計承載力時平均變形值遠小于膠縫的剪切及受壓變形量10 mm，滿足接縫密封膠的變形性能要求。

2 有限元分析

2.1 模型建立

本文采用ABAQUS有限元軟件對夾芯保溫墻進行模擬分析，其中，混凝土采用塑性損傷模型[8]，帶肋弦桿和不銹鋼腹桿均采用理想彈塑性雙折線模型。各材料的力學性能指標均取實測值。有限元模型中，鋼筋采用桿單元T3D2，桁架連接件采用梁單元B31，混凝土和保溫板采用實體單元C3D81。內(nèi)外葉墻板不考慮鋼筋和混凝土之間黏結滑移，通過嵌入實現(xiàn)它們之間的相互作用。假定桁架連接件和混凝土之間黏結良好，不出現(xiàn)滑移，桁架連接件通過部分內(nèi)置嵌入的約束方式實現(xiàn)兩者之間的連接關系。保溫板和內(nèi)外葉墻體通過設置接觸對來實現(xiàn)其相互作用，法向硬接觸，切向設置摩擦系數(shù)。模型的邊界條件為外葉墻下端鉸支，上端僅約束垂直墻面的側向變形。采取位移加載方式，加載點為內(nèi)葉墻頂面耦合點，受剪分析模型如圖9所示。

圖9 受剪分析模型

為了考慮連接件腹桿在加載過程中發(fā)生失穩(wěn)破壞，本文通過非線性屈曲分析的方法首先得出受壓桿的臨界應力。當壓桿應力達到臨界應力后，視為受壓腹桿彎曲失穩(wěn)退出工作。具體的分析步設置如下：分析步1：采用線性加載至桁架壓桿達到臨界應力；分析步2：令桁架受壓腹桿失效，繼續(xù)加載至試件破壞。

為驗證數(shù)值模擬方法的正確性，對試驗模型做了數(shù)值模擬，分析所得荷載-位移曲線如圖8所示，可見模擬曲線與試驗曲線吻合良好，數(shù)值模擬方法具有可靠精度。

2.2 變參數(shù)分析

影響預制混凝土夾芯墻承載力的因素有很多，基于試驗模型，本文主要就桁架連接件腹桿筋的直徑、桁架節(jié)點間距、保溫層厚度做了變參數(shù)分析。模型變參數(shù)數(shù)值模擬荷載-位移曲線如圖10所示。

a—變腹桿直徑； b—變節(jié)點間距； c—變保溫層厚度。

由圖10模型的荷載-位移曲線可見，對于保溫板厚度為200 mm的模型，桁架連接件的抗剪承載力隨著其腹桿直徑的增大而增大，桁架連接件腹桿直徑由5.5 mm增大到8 mm，當受壓腹桿達到臨界應力時，其抗剪承載力提高約2.6倍，同時連接件初始抗剪剛度明顯提高，表現(xiàn)為曲線斜率增大(圖10a)；取保溫層厚度200 mm不變，隨桁架節(jié)點間距的增加，桁架連接件的抗剪能力下降，這是由于桁架節(jié)點間距增加，腹桿與弦桿的夾角減小，剪力作用下腹桿內(nèi)力分量增大，受壓腹桿失穩(wěn)提前，造成桁架連接件抗剪承載力下降(圖10b)；對于節(jié)點間距600 mm的桁架連接件模型，隨著保溫層厚度的減小，抗剪承載力增加，這是由于保溫層厚度減小，桁架連接件受壓腹桿長度變小，臨界力提高，導致桁架連接件抗剪承載力提高(圖10c)。圖10模型的荷載-位移曲線說明，不同參數(shù)的桁架連接件，在剪力作用下，均表現(xiàn)出典型的兩階段受力特性，即受壓腹桿失穩(wěn)前剛度較大，剪力和位移基本呈線性變化。而受壓腹桿失穩(wěn)后剛度突降，剪力作用下變形迅速增加，曲線斜率接近為零。因此，為防止桁架連接件夾芯保溫墻板使用過程中出現(xiàn)過大剪切變形，其最大設計荷載應保證連接件受壓腹桿不失穩(wěn)。

3 結 論

本文對預制混凝土夾芯保溫墻桁架連接件抗剪性能進行了試驗研究和數(shù)值分析，可得出以下結論：

1)預制混凝土夾芯保溫墻桁架連接件剪切破壞過程為：受壓腹桿先屈曲，受拉腹桿被拉斷或端部拔出錨固破壞。

2)桁架連接件的腹桿直徑和連接件節(jié)點間距對夾芯墻的受剪性能影響很大，其屈服和極限承載力隨著腹桿直徑的增大而增加，隨著節(jié)點間距的減小而增大；隨著保溫層厚度的減小，墻體的屈服承載力增大，而對極限承載力影響不大。

3)夾芯保溫墻桁架連接件的受壓腹桿屈曲后，內(nèi)外葉墻間的壓力主要由保溫板承擔，工程中該類墻體的保溫材料應具備一定的抗壓能力。偏于安全考慮，設計時可不考慮桁架連接件受壓腹桿的作用。

4)滿足本文試件設計參數(shù)條件下，采用國產(chǎn)304不銹鋼制作桁架連接件滿足該類墻板現(xiàn)行設計承載力和變形的要求。

需要說明的是，本文數(shù)值分析時未考慮節(jié)點錨固破壞問題，而試驗表明桁架節(jié)點處與混凝土墻板的錨固可能發(fā)生破壞，因此，設計時應采取加大桁架腹桿端部埋深或采取機械錨固等措施，以防止發(fā)生桁架節(jié)點處的錨固破壞。