超低能耗夹芯墙板金属限位拉结件受力性能分析

吕安安,赵志刚,董铁良,常世涛

(1.沈阳建筑大学土木工程学院,辽宁 沈阳 110168;2.北京市燕通建筑构件有限公司,北京 102202)

随着全球气候变暖问题日益严重,建筑节能问题开始受到各国的普遍关注,从1988年被动式房屋概念被提出,建筑物的节能材料和结构在30多年间得到了不断的变化和发展。在我国,超低能耗建筑作为一种良好的节能方案开始受到人们关注[1],在严寒和寒冷地区,房屋的外墙保温系统对建筑节能起着至关重要的作用。目前常见的建筑外墙通常为三明治结构,中部的保温板厚度将直接影响室内外的热交换率,决定建筑节能效果[2-3]。

拉结件对超低能耗夹芯墙板的内、外叶墙起到联结作用,一般分为承重拉结件和限位拉结件两种[4],承重拉结件同时承受拉力、压力和剪力,而限位拉结件仅承受拉力和压力。限位拉结件主要起到承担风荷载等面外荷载、内外温差较大时温度应力的作用,可以使用金属或非金属材料,其中非金属拉结件只适用于保温层厚度在150 mm以内的情况,金属限位拉结件由于机械性能良好,多用于保温层厚度在150 mm以上夹芯保温墙板[5]。目前常用的限位拉结件研究多集中于保温板厚度为200 mm以内的夹芯墙板,而针对于保温层厚度超过200 mm的超低能耗夹芯墙板的限位拉结件的研究有限[6-7]。基于此,笔者针对于保温层厚度大于200 mm的预制超低能耗夹芯墙板的金属限位拉结件的抗拉性能进行力学性能试验和模拟分析,为该类墙板限位拉结件的研究提供设计依据。

1 限位拉结件设计方法

原则上,拉结件设计时不考虑保温板受压,所有拉力、压力、剪力均由拉结件承担。夹芯墙板的总拉力由限位拉结件和承重拉结件沿拉力作用方向的分量共同承担,一般以锚固破坏控制[8];夹芯墙板的总剪力由承重拉结件沿剪力作用方向的分量承担,一般由压杆失稳承载力和拉结件节点混凝土破坏承载力较小值控制[9];夹芯墙板的总压力由限位拉结件和承重拉结件沿压力作用方向的分量共同承担,一般由压杆失稳控制[10]。

由于限位拉结件的杆件直径较小,安装时一般由人工后插或预先安装后再穿过杆件放置保温板,均很难保证拉结件竖直,存在较大的初始弯曲或偏心,会极大地降低杆件的受压稳定承载力,杆件失稳后,仍需依靠保温板承受压力,这与原设计假定不相符。基于上述分析,笔者暂不进行限位拉结件的受压性能分析,对针式拉结件的受压问题,可通过修改设计方案解决,如设计时不考虑限位拉结件受压,全部由承重拉结件承担压力。

2 金属限位拉结件抗拉试验

2.1 试件设计

试验所采用的金属限位拉结件如图1所示,金属拉结件由白钢制作,实测力学指标见表1。根据文献[6],白钢拉结件的屈服强度不小于400 MPa,抗拉强度为600～930 MPa,断后伸长率不应小于25%,实测指标均满足标准要求。抗拉试验所用混凝土强度等级为C30,上、下层混凝土板长宽均为250 mm×250 mm,厚度均为150 mm,混凝土块的形心线埋设了施加拉力的钢筋,端部通过机械锚固措施增强锚固能力,防止试验中首先发生锚固失效[10]。同一参数试件制作两个,试件设计和锚固深度见表2。金属限位拉结件抗拉试件设计如图2所示。

图1 金属限位拉结件Fig.1 Metal limit connector

表1 拉结件实测力学指标Table 1 Average value of measured connectors

表2 拉结件锚固深度Table 2 Anchorage depth of connector

图2 受拉试件设计图Fig.2 Design drawing of tensile specimen

2.2 试验装置

试验加载方式为荷载控制,加载速度为0.1 kN/s,当拉结件被完全拔出破坏时,停止加载,试验装置如图3所示。在试件靠近四角各设置1个位移传感器,以量测上下混凝土板的相对位移,位移测点布置如图4(a)所示,应变测点布置如图4(b)所示,其中应变测点S1、S2位于拉结件杆件中部位置。

图3 试验装置Fig.3 The devices of test

图4 测点布置图Fig.4 Layout of measuring points

2.3 破坏过程分析

试件破坏后的局部破坏状态如图5所示。从图中可以看到,开口端在拉力作用下发生锚固破坏,破坏部位混凝土呈椎体拔出。L6.5-250试件的总体破坏范围比L5.0-200更大,但破坏面积均小于200 mm×200 mm,说明在实际工程中,限位拉结件的间距应大于200 mm以上是合理的,间距过小相邻拉结件可能存在群锚破坏问题[11-12]。试件L6.5-250b发生了限位拉结件封闭端破坏,此时混凝土破坏范围很大,不同于限位拉结件开口端的混凝土锥形破坏,此时发生的为斜截面受拉破坏,这是由于试件制作时锚固长度偏小及上下混凝土浇筑质量不一致导致。

图5 试件受拉局部破坏形态Fig.5 Tensile local failure patterns of the specimen

2.4 荷载-位移曲线分析

各试件荷载-平均竖向位移曲线如图6所示,荷载-应变曲线如图7所示。

图6 拉结件荷载-位移曲线Fig.6 Load-displacement curves of the connectors

图7 拉结件荷载-应变曲线Fig.7 Load-strain curves of the connectors

通过图6、图7可以看出,4个试件的荷载-位移曲线的形态不完全一致,但同一直径的拉结件抗拉极限承载力总体接近。试件L5.0-200a表现为杆件受拉直至屈服,之后两根杆件的锚固端与混凝土几乎同步发生粘结滑移破坏。达到极限荷载时,拉结件的开口端波浪段逐渐被拉直,金属与混凝土之间的粘结力不断减小,杆件应变逐渐减小,荷载持续减小,最终发生金属粘结滑移锚固破坏。试件L5.0-200b破坏形态:一根杆件同L5.0-200a相似,发生了粘结滑移锚固破坏;另一根杆件发生断裂破坏,既材料破坏,发生粘结滑移锚固破坏的杆件应变在荷载值达到最大后逐渐减小,而断裂杆件的应变持续增大,直至发生断裂。试件L6.5-250a发生了典型的混凝土锥形破坏,拉结件开口端的锚固段波浪形结构未发生明显改变,锚固区域混凝土整体以锥形切面发生破坏,破坏后荷载迅速减小至零。拉结件杆件均未发生屈服,处于弹性阶段,荷载-应变曲线的荷载值在达到峰值后按原轨迹迅速返回。试件L6.5-250b与其他试件不同,拉结件封闭端发生混凝土整体受拉破坏,这是由于拉结件锚固端承载力大于该处混凝土受拉承载力,破坏后拉结件整体外露,荷载突降为零。拉结件杆件未发生屈服,处于弹性阶段,应变在荷载达到峰值后也突然减小接近为零。此种破坏情况在工程中应尽量避免。

2.5 承载力分析

对连接件产品,国内和国外目前主要按分项系数法设计,即效应项为荷载分项系数γL乘以荷载效应标准值SLk,抗力项为连接件承载力标准值Rk除以承载力分项系数γR,控制效应项不应大于抗力项(γLSLk≤Rk/γR)。按安全系数法的概念,应为SLk≤Rk/K,相当于安全系数K=γLγR。 拉结件的设计承载力按欧洲规范[15]进行了荷载组合,其中永久荷载分项系数取1.35、可变荷载分项系数取1.5。 对承载力分项系数,拉结件参考了欧洲规范混凝土中紧固件的设计要求,将混凝土破坏承载力作为紧固件的极限承载力,因此承载力分项系数同混凝土材料的分项系数一致,取1.5。 按安全系数法的概念,欧洲规范中拉结件的安全系数取值相当于2.0～2.3。

根据我国的设计规范,拉结件在墙板脱模起吊及运输吊装阶段的作用类似于吊件,根据《混凝土结构工程施工规范》(GB 50666—2011)规定[16],普通预埋吊件的安全系数取4;根据《混凝土结构设计规范》(GB 50010—2016)规定[13],吊环钢筋考虑了全部分项系数的安全系数K=270/65≈4.15,因此拉结件的安全系数最小值取为K=4。

各试件承载力结果见表3。在文中安全系数的计算公式为Kt=Nu/Nd,其中Nu为试验测得的极限承载力标准值。由于拉结件的设计承载力Nd=5.4 kN为设计值,由《建筑结构可靠性设计统一标准》(GB 50068—2018)可知[17],承载力的分项系数取1.3,因此设计承载力的标准值为Nkd=5.4/1.3=4.15 kN。

表3 拉结件受拉承载力Table 3 Bearing capacity of the connectors

从表3可以得出,安全系数Kt值在5.88～8,满足国内一般采用的安全系数最小值为4的要求。

2.6 变形分析

各试件的加载点施加荷载值和混凝土四角位移计测量得到的平均位移结果见表4。从表中可以看出,拉结件达到设计承载力Nd时,内外层混凝土板的平均相对位移为0.4～2.4 mm,一般认为预制夹芯墙板之间的密封胶最大剪切变形为1英寸(即2.54 mm)[15],因此认为在正常使用情况下夹芯墙板处密封胶不会发生剪切破坏。

表4 拉结件承载力与对应变形量

拉结件达到极限承载力时的位移为4.2～17.7 mm,远超过密封胶的最大剪切变形量,因此当充分发挥拉结件的承载能力时,产生的变形量将破坏密封胶的密封性能,为了防止此类情况的发生,保证拉结件在正常使用情况下的变形量控制在密封胶的最大剪切变形量以内,需要控制拉结件在正常使用情况下发挥的抗拉承载力远小于承载能力极限状态下的抗拉承载力[18-21]。

3 金属限位拉结件模拟分析

3.1 有限元模型

金属限位拉结件模拟采用的混凝土板均采用实体单元八结点线性六面体单元减缩积分C3D8R模拟,内部钢筋网片采用线性三维两节点桁架T3D2模拟,限位拉结件采用两结点空间线性梁单元B31模拟。模拟过程中下部混凝土块的约束形式采用完全固定形式,模拟试验情况,对上部混凝土施加拉力;钢筋网片与混凝土之间通过内置区域进行约束;限位别针拉结件与混凝土之间也通过内置区域进行约束。有限元模型如图8所示。混凝土实体单元的网格尺寸设置为5 mm,钢筋网片桁架单元结构网格尺寸设置为6 mm,限位拉结件单元网格尺寸设置为15 mm。拉结件L5.0-200、L6.5-250模拟后的位移云图如图9所示。通过位移云图可以看出,拉结件与混凝土相接触的部位由于受到拉结件传递的拉应力作用,导致该处混凝土局部受拉,L6.5-250的受拉区域较L5.0-200的大,这与试验结果相一致。

图8 有限元模型Fig.8 Finite element model

图9 有限元模拟结果Fig.9 The finite element calculation results

3.2 模拟结果与分析

拉结件L5.0-200的荷载-位移曲线如图10所示。从图中可以看出,拉结件在经过弹性阶段后逐渐开始屈服。通过模拟结果可知,拉结件屈服时所对应的极限荷载为24.32 kN,该值与两组试验值相比,偏差均小于15%,可认为该模拟结果可靠。安全系数Ks=24.32/4.15=5.86,此值大于规范拟定的安全系数最小值4,满足安全要求。

图10 L5.0-200荷载-位移曲线Fig.10 L5.0-200 load displacement curve

拉结件L6.5-250荷载-位移曲线如图11所示。

图11 L6.5-250荷载-位移曲线Fig.11 L6.5-250 load displacement curve

从图中可以看出,曲线形状与L5.0-200相似,屈服时所对应的荷载极值为30.51 kN,模拟值与试验值相比,偏差均小于15%,可认为该模拟结果可靠。安全系数Ks=30.51/4.15=7.35,此值显著大于规范拟定的安全系数最小值4,满足安全要求。

4 结 论

(1)在力学性能上,由于混凝土材料的不均匀性,该金属限位拉结件的抗拉破坏形式不同,L5.0-200的最小抗拉承载力为24.4 kN,L6.5-250的最小抗拉承载力为29.3 kN。安全系数K均大于国内规范拟定的最小值4,说明其抗拉性能可以满足我国规范要求。

(2)在变形性能上,金属限位拉结件达到设计承载力时,混凝土板的相对变形量均小于密封胶最大剪切变形,说明在正常使用情况下密封胶不会发生剪切破坏。

(3)由于拉结件的杆件为光圆的不锈钢,且直径较小,容易在穿过保温层后发生弯曲的现象,施工时如无法保证拉结件垂直安装,则建议不考虑该限位拉结件的抗压性能,按承重拉结件和保温板承受全部受压来设计。