夾心保溫墻體GFRP 連接件軸向性能研究

何之舟，潘 鵬，王海深

(1. 清華大學(xué)土木工程系，北京 100084；2. 土木工程安全與耐久教育部重點實驗室，清華大學(xué)，北京 100084)

據(jù)統(tǒng)計，2015 年中國建筑全生命周期能耗約占全年總能耗的40%，其中建筑使用能耗占比超過1/2[1]。近年來，為適應(yīng)可持續(xù)發(fā)展需求，國家大力推動綠色建筑發(fā)展，對建筑提出更高的節(jié)能保溫要求。外墻保溫是建筑保溫隔熱系統(tǒng)的重要一環(huán)，其根據(jù)構(gòu)造不同常分為3 種：外保溫、內(nèi)保溫和夾心保溫墻體[2]，其保溫材料包括玻化微珠[3]、自保溫空心混凝土砌塊[4]、聚苯板[5]等。相比于外保溫墻體耐火及耐久性差、內(nèi)保溫墻體受室內(nèi)裝修影響大等特點，夾心保溫墻體兼具承重、圍護(hù)和保溫功能，具有良好的防火性、耐腐蝕性和施工便易性[6]，是目前發(fā)展的一大趨勢。

夾心保溫墻體由4 部分組成：內(nèi)葉板、外葉板、保溫層和連接件體系，如圖1 所示。內(nèi)葉板和外葉板通常為混凝土板，保護(hù)中間的保溫層。內(nèi)葉板與結(jié)構(gòu)連接。外葉板一般為60 mm 厚，僅通過連接件將自身荷載傳遞至內(nèi)葉板。連接件的力學(xué)性能對于保障墻體安全至關(guān)重要。根據(jù)連接件所提供內(nèi)外葉板組合作用的大小，墻板被分為完全組合式、部分組合式和非組合式3 種[2]。

圖1 夾心保溫墻體示意圖Fig.1 Illustration of insulation sandwich wall panels

國內(nèi)外對不同材料的連接件力學(xué)行為開展了較為廣泛的研究。Lee 等[7]、Woltman 等[8]提出了含混凝土的連接件構(gòu)造形式。Thomas 等[9]、Benayoune 等[10]提出了鋼連接件。連接件剪切和墻體面外試驗結(jié)果表明，鋼連接件具有較好的抗剪性能，且墻體組合程度較高。但混凝土和鋼材具有較高的導(dǎo)熱性，會導(dǎo)致墻體局部出現(xiàn)“熱橋效應(yīng)”，影響整體保溫隔熱性能。Losch 等[11]研究發(fā)現(xiàn)，高強(qiáng)尼龍材料由于易老化和塑性疲勞特性，也不適用于墻體連接件。GFRP 作為一種新型復(fù)合材料，具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、導(dǎo)熱率低等特點，成為連接件研究的首選材料。

連接件按幾何構(gòu)造分為格構(gòu)式和獨立式兩種[2]。格構(gòu)式連接件的研究大多關(guān)注于墻體的組合程度。 Pantelides 等[12]、 Hodicky 等[13]等研究了GFRP 格構(gòu)式連接件在墻板中的剪力傳遞機(jī)制。Rizkalla 等[14]研究發(fā)現(xiàn)格構(gòu)式連接件夾心保溫墻體組合程度較高。Bernard 等[15]研究了保溫層材料對CFRP 格構(gòu)式連接件夾心保溫墻體的剛度和組合程度的影響，發(fā)現(xiàn)使用EPS 比XPS 保溫層有更高的組合程度。劉才華等[16]研究了帶門窗洞口的夾心保溫墻體面外受彎性能，發(fā)現(xiàn)墻體組合程度較高，且門窗洞附近易出現(xiàn)斜向裂縫。

《裝配式混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(JGJ 1?2014)[17]推薦使用非組合式夾心保溫墻體。因此，獨立式連接件的研究在我國更為廣泛。孟憲宏等[18]設(shè)計了三種不同形式的GFRP 彎錨連接件，其拉拔承載力分別為29.5 kN、26.2 kN 和23.5 kN。姜偉慶等[19]、薛偉辰等[20]分別提出GFRP 十字型截面棒狀連接件和板式連接件，其端部設(shè)置槽口，通過與混凝土接觸擠壓傳遞荷載。拉拔試驗表明破壞模式為混凝土劈裂破壞，極限承載力分別約為12 kN 和21 kN。楊佳林等[21]對上述板式連接件開展抗剪試驗，測得當(dāng)保溫層厚度為150 mm 時，剪切承載力為19.6 kN。Huang 等[22]設(shè)計了一款六邊形箱型截面GFRP 連接件，通過抗剪試驗發(fā)現(xiàn)當(dāng)保溫層厚度為50 mm時，連接件的承載力和剛度分別為27.6 kN 和15.2 kN/mm。Dutta 等[23]提出了一種槽型截面GFRP連接件，并設(shè)計了單剪試驗以測量其抗剪強(qiáng)度及其與混凝土的粘結(jié)強(qiáng)度。李智斌等[24]設(shè)計了一種螺紋式GFRP 連接件，并測試了其抗拔和抗剪承載力。白正仙等[25]對棒狀、板狀、L 型、H 型和槽型連接件進(jìn)行拉拔及剪切試驗，結(jié)果表明槽型連接件承載力更高。Naito 等[26]研究了14 種商用連接件的拉拔性能，并提出了三線性本構(gòu)關(guān)系。

現(xiàn)有研究成果表明，大部分獨立式連接件的拉拔破壞模式為混凝土劈裂沖切破壞。然而，連接件拉拔破壞的受力機(jī)理分析、準(zhǔn)確的混凝土破壞面確定方法和承載力計算公式尚缺乏深入研究。其次，Imbabi[27]研究表明，為實現(xiàn)良好的保溫效果，在部分寒冷地區(qū)保溫層厚度需達(dá)到300 mm。而現(xiàn)有研究的保溫層厚度均不超過150 mm。根據(jù)Halfen[28]設(shè)計公式，現(xiàn)有連接件的剛度和承載力均難以在保溫層超厚條件下滿足設(shè)計要求。與此同時，保溫層厚度的增大會導(dǎo)致連接件容易出現(xiàn)受壓失穩(wěn)破壞，而連接件受壓力學(xué)性能的研究較為缺乏。此外，現(xiàn)有常用的連接件端部開槽錨固方式，其力學(xué)性能對施工質(zhì)量敏感、離散性較大。

因此，本文提出了新型GFRP 工字型截面連接件，并針對性地提出了一種端部錨固構(gòu)造。工字型連接件具有較大的截面慣性矩，其抗彎-剪剛度和承載力遠(yuǎn)高于傳統(tǒng)的小截面棒狀連接件[29]，在墻體設(shè)計時連接件使用數(shù)量可大大減少，有效降低了成本。本文重點研究其軸向性能。通過拉拔和受壓試驗研究，得到連接件破壞模式和力學(xué)性能。通過ABAQUS 有限元分析探究混凝土損傷發(fā)展過程，進(jìn)而得到混凝土沖切破壞面確定方法，并推導(dǎo)出連接件拉拔、受壓承載力估算公式。

1 新型GFRP 工字型連接件

本文所提出的工字型連接件如圖2 所示。連接件采用GFRP 材料，通過拉擠成型工藝制作而成。連接件截面尺寸為76 mm×38 mm×6.35 mm。參考Halfen[28]連接件做法，端部采用設(shè)置錨固鋼筋傳遞荷載的方式實現(xiàn)錨固效果。具體做法為：連接件端部預(yù)先開孔，墻板施工放置連接件時，開孔處插入一定長度的錨固鋼筋，并與墻板分布筋綁扎固定。Halfen[28]連接件端部開孔方案單一，未根據(jù)連接件形狀進(jìn)行優(yōu)化，且開孔數(shù)量多，存在浪費。本文針對工字型連接件，對開孔方案進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計。連接件兩端翼緣設(shè)置雙排孔洞，每排2 個，錨固鋼筋安裝時綁扎在分布筋的內(nèi)外兩側(cè)。腹板設(shè)置單排3 個孔洞，綁扎在分布筋內(nèi)側(cè)(靠近保溫層一側(cè))。連接件兩端錨固深度為50 mm。為避免出現(xiàn)連接件局部破壞(開孔處孔壁承壓破壞、孔后端被剪壞或全截面被拉斷)及錨固鋼筋自身彎剪破壞，需控制錨固鋼筋直徑一般不低于6 mm，孔的邊距一般不低于10 mm，且連接件開孔處截面孔的總面積不超過全截面的1/2。本試驗中采用的連接件局部構(gòu)造設(shè)計如圖2(d)所示。

GFRP 纖維鋪層設(shè)計決定了型材的力學(xué)性能。本連接件中，主要纖維為沿連接件軸向的無捻粗紗。腹板加入3 張±45°多軸向布以增大連接件抗剪性能。翼緣中加入1 張0°/90°和2 張±45°多軸向布以避免翼緣在受力時局部破壞。纖維體積含量約為60%。GFRP 基體為飽和環(huán)氧樹脂。試驗前，依據(jù)相關(guān)規(guī)范，對GFRP 纖維單層板力學(xué)性能進(jìn)行測試，如表1 所示。其中， Xt、 Xc、 Yt、 Yc、S 、 E1、 E2、G12、 γ12分別表示纖維軸向拉伸強(qiáng)度、軸向壓縮強(qiáng)度、纖維垂直拉伸強(qiáng)度、垂直壓縮強(qiáng)度、剪切強(qiáng)度、軸向彈性模量、垂直彈性模量、剪切模量和泊松比。

圖2 新型GFRP 連接件Fig.2 Novel GFRP connector

表1 GFRP 材性試驗結(jié)果Table 1 Material properties of GFRP

2 拉拔試驗

2.1 試件設(shè)計

拉拔試驗(pull out test)設(shè)計2 個重復(fù)試驗，以考慮試驗結(jié)果的離散性。試件命名為PO-1 和PO-2。試件尺寸如圖3 所示。280 mm×280 mm×170 mm 混凝土塊代表墻體混凝土板，通過連接件相連?；炷镣鈧?cè)預(yù)埋鋼拉桿以施加拉力。每個混凝土塊中放置3 層HRB335Φ8分布筋，其中，最內(nèi)側(cè)一層模擬夾心保溫墻體中的分布筋，保護(hù)層厚度30 mm，外側(cè)兩層用于確保鋼拉桿不會被拔出。由于拉拔性能與連接件長度無關(guān)，為試件加工方便，混凝土塊間距設(shè)置為100 mm，表示墻體的保溫層厚度。由于保溫板對連接件拉拔性能沒有影響，為便于觀察試驗破壞現(xiàn)象，試件中未設(shè)置保溫板。

試驗前對混凝土和鋼筋的材性進(jìn)行測試?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度平均值為31.0 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差為1.0 MPa。鋼筋屈服強(qiáng)度和極限抗拉強(qiáng)度分別為359 MPa 和451 MPa，標(biāo)準(zhǔn)差分別為7.1 MPa 和9.0 MPa。

圖3 拉拔試件尺寸及配筋圖 /mm Fig.3 Geometry and rebar detailing of pull-out tests

2.2 量測與加載方案

試驗裝置采用100 t 拉壓萬能試驗機(jī)，如圖4所示。試驗機(jī)夾頭固定試件鋼拉桿以施加拉力，前、后2 個位移計以測量混凝土塊豎向相對位移。連接件上、下翼緣中部沿軸向各設(shè)置一個應(yīng)變片，以采集翼緣軸向應(yīng)變。腹板中部的前、后兩側(cè)各設(shè)置一個應(yīng)變花，以采集腹板軸向、水平和45°應(yīng)變。試驗采用位移控制單向加載，加載速度為0.2 mm/min。

圖4 拉拔試驗加載及量測裝置Fig.4 Load and measurement setups of pull-out tests

2.3 試驗結(jié)果與分析

連接件的破壞現(xiàn)象如圖5 所示。兩個試件均為連接件端部混凝土錨固破壞。峰值荷載之前無明顯破壞現(xiàn)象。荷載達(dá)到峰值時，混凝土塊內(nèi)側(cè)表面靠近連接件的位置，出現(xiàn)4 條微小裂縫。之后荷載開始下降，裂縫沿45°方向逐步向外延伸變寬。到達(dá)混凝土塊邊緣之后，在平行于連接件翼緣的混凝土塊兩側(cè)表面出現(xiàn)了橫向裂縫。之后裂縫不斷擴(kuò)展變寬，并向另外兩側(cè)表面延伸，最終形成一個完整的混凝土破壞面。而此時混凝土內(nèi)側(cè)表面裂縫不再發(fā)展擴(kuò)展。全過程中，錨固鋼筋未出現(xiàn)明顯的受彎塑性變形。連接件主體及孔壁處也未出現(xiàn)破壞。

圖5 拉拔試驗破壞現(xiàn)象Fig.5 Failure phenomena of Pull-out tests

試件的荷載-位移曲線如圖6 所示。曲線在上升段斜率基本不變，試件處于彈性階段；達(dá)到峰值之后，荷載會進(jìn)入短暫的平臺段，然后迅速下降。其原因為錨固鋼筋傳遞荷載給混凝土?xí)r，會導(dǎo)致連接件附近的混凝土首先發(fā)生開裂，局部承載力降低，對錨固鋼筋的約束作用也減弱。由于錨固鋼筋較長，荷載發(fā)生重分布，通過錨固鋼筋向更遠(yuǎn)處的混凝土進(jìn)行傳遞。這種漸進(jìn)破壞的過程會導(dǎo)致荷載有一段相對緩慢的下降段。直到內(nèi)部出現(xiàn)完整破壞面，表現(xiàn)出混凝土塊側(cè)面開裂，此時荷載的重分布機(jī)制失效，承載力會出現(xiàn)迅速下降。在試驗中雖然出現(xiàn)了混凝土塊全截面拉斷的現(xiàn)象，但這是連接件的最終破壞狀態(tài)，而非初始破壞狀態(tài)，因此不會影響連接件承載力試驗結(jié)果。其原因如下：1)從力學(xué)機(jī)理來看，初始破壞是荷載通過錨固鋼筋根部(靠近連接件的位置)傳遞至混凝土，導(dǎo)致局部混凝土沖切破壞，這種破壞模式?jīng)Q定了連接件的承載力，而全截面開裂是后續(xù)破壞模式；2)從試驗現(xiàn)象來看，達(dá)到峰值荷載時，裂縫僅在混凝土塊上表面出現(xiàn)，表明此時局部沖切破壞已經(jīng)發(fā)生，而混凝土塊側(cè)面未出現(xiàn)裂縫，說明此時未出現(xiàn)全截面拉開的情況。隨著位移進(jìn)一步施加，側(cè)面才逐漸出現(xiàn)裂縫，此時荷載已經(jīng)部分下降。綜上所述，全截面拉斷對峰值承載力無影響。本試驗采用的混凝土塊尺寸，可以較為準(zhǔn)確地得到連接件的承載力結(jié)果。

試件的峰值荷載和對應(yīng)的位移如表2 所示。平均峰值荷載25.6 kN。試驗離散性較低，峰值荷載標(biāo)準(zhǔn)差為1.4 kN。而姜偉慶、薛偉辰等提出的采用端部槽口錨固的連接件拉拔承載力標(biāo)準(zhǔn)差約為1.9 kN[19]和3.0 kN[20]。表明采用新的錨固方式具有更加高效穩(wěn)定的錨固效果。

圖6 拉拔試件荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curves of pull-out specimens

表2 拉拔試驗各試件峰值荷載及對應(yīng)位移Table 2 Peak load and corresponding displacement of each pull-out specimen

試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖7 所示。所有應(yīng)變均遠(yuǎn)小于GFRP 破壞應(yīng)變。其中，腹板垂直于受拉方向的負(fù)應(yīng)變是由于泊松效應(yīng)導(dǎo)致。翼緣和腹板的軸向應(yīng)變基本相同，說明變形基本同步，連接件通過翼緣和腹板處的錨固鋼筋，均勻地傳遞拉力。

圖7 拉拔試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.7 Strain-force curves of pull-out specimens

3 受壓試驗

3.1 試件設(shè)計

連接件受壓試驗(compression test)設(shè)置2 個重復(fù)試驗，分別為CT-1 和CT-2。試件尺寸如圖8所示。兩塊360 mm×360 mm×60 mm 混凝土板代表墻體內(nèi)外葉板，間距為120 mm。板中設(shè)置雙向兩道HRB335Φ8鋼筋以模擬墻板分布筋。連接件設(shè)置在混凝土板中央。由于保溫板彈性模量和抗壓強(qiáng)度較低，對試驗結(jié)果基本無影響，在試驗中未設(shè)置保溫板。為確?；炷劣凶銐虻臎_切破壞空間，荷載通過環(huán)形鋼板施加到混凝土板上。環(huán)板外部設(shè)置分載鋼板以確保荷載均勻施加到試件上。受壓試件的混凝土和鋼筋材性與拉拔試件相同。

圖8 受壓試件設(shè)計圖 /mm Fig.8 Design of compression test specimen

3.2 量測與加載方案

受壓試驗裝置如圖9 所示。試件一端靠在反力架上，另一端通過千斤頂施加壓力。在試件與臺座之間設(shè)置棍棒排，以減小摩擦力的影響。為測量兩塊混凝土板之間的相對位移，設(shè)置2 組4 個位移計，每組2 個相向布置。在連接件腹板兩側(cè)各設(shè)置一個應(yīng)變片以測量其軸向應(yīng)變。試驗采用位移控制單向加載，加載速度為0.5 mm/min。

圖9 受壓試驗加載及量測裝置Fig.9 Load and measurement setups of compression tests

3.3 試驗結(jié)果與分析

連接件受壓破壞現(xiàn)象如圖10 所示。試件呈現(xiàn)混凝土沖切破壞特征。在加載初期，混凝土邊緣處出現(xiàn)沿厚度方向的裂縫，其原因是通過環(huán)形面加載，混凝土?xí)艿揭欢◤澗囟_裂。之后荷載繼續(xù)上升，直至達(dá)到峰值荷載。試驗形成的破壞面如圖10(b)所示。試驗形成2 個環(huán)狀沖切破壞面。內(nèi)部和外部沖切面分別是連接件自身截面和錨固鋼筋向外沖切產(chǎn)生的。圖10(c)表明破壞面在厚度方向沿45°向外延伸，符合混凝土沖切破壞的典型特征。圖10(d)展示了試件破壞后的鋼筋形態(tài)。錨固鋼筋均發(fā)生明顯的彎曲變形。連接件主體并未出現(xiàn)明顯的損傷，錨固鋼筋未造成連接件端部孔壁承壓破壞或孔后部剪斷。

圖10 受壓試件破壞現(xiàn)象Fig.10 Failure phenomena of compression specimens

受壓試件荷載-位移曲線如圖11 所示。荷載上升到7 kN 左右出現(xiàn)斜率下降，是混凝土受彎開裂所致。之后，荷載幾乎呈線性上升，直至達(dá)到峰值荷載，約為36.8 kN，此時對應(yīng)位移約為6.3 mm，如表3 所示。在此之后，沖切破壞面逐漸形成，殘余承載力不斷下降。試驗中受試件尺寸的限制，分布筋整體發(fā)生較明顯的破壞，對錨固鋼筋的約束作用有限，導(dǎo)致試件延性較低。但在實際結(jié)構(gòu)中，分布筋在墻板中通長布置，連接件在承載力下降段較傳統(tǒng)槽口錨固型連接件具有更高延性。

受壓試件的荷載-應(yīng)變曲線如圖12 所示。應(yīng)變隨荷載線性上升，達(dá)到峰值時遠(yuǎn)低于GFRP 破壞應(yīng)變。說明連接件仍處于彈性受力階段。

4 有限元分析

4.1 模型情況

圖11 受壓試件荷載-位移曲線Fig.11 Dis.-force curves of compression specimens

表3 受壓試驗各試件峰值荷載及對應(yīng)位移Table 3 Peak load and corresponding displacement of each compression specimen

圖12 受壓試件荷載-應(yīng)變曲線Fig.12 Strain-force curves of compression specimens

連接件在拉拔和受壓狀態(tài)下均呈現(xiàn)出混凝土沖切破壞模式?；炷羶?nèi)部的裂縫開展過程、初始破壞面的形狀難以通過試驗現(xiàn)象觀察得到。為深入探究錨固破壞機(jī)理，分析錨固區(qū)混凝土應(yīng)力狀態(tài)，識別沖切破壞面，利用ABAQUS 有限元軟件對試件進(jìn)行建模分析。

模型包括混凝土、分布筋、連接件和錨固鋼筋4 部分，如圖13(a)所示。各部分尺寸和位置與拉拔試件完全相同。混凝土采用C3D8 實體單元，在連接件端部附近網(wǎng)格加密，為2 mm，其他地方的網(wǎng)格尺寸分別為5 mm 和10 mm。連接件采用S4R 殼單元，網(wǎng)格尺寸為5 mm。錨固鋼筋和分布筋采用C3D2 線單元，網(wǎng)格尺寸為5 mm。分布筋采用嵌入(embedded)的方式與混凝土形成接觸。為近似模擬連接件端部錨固方式，將錨固鋼筋軸線對準(zhǔn)孔洞圓心處，采用合并(merge)的方法將錨固鋼筋與連接件形成一個整體，并將錨固鋼筋嵌入(embedded)到混凝土中。組裝之后的有限元模型如圖13(b)所示。約束混凝土外側(cè)表面的6 個自由度，在連接件端部施加拉拔荷載。

圖13 有限元模型Fig.13 Finite element model

混凝土彈性模量和泊松比分別為30 GPa 和0.2，采用損傷塑性模型(concrete damaged plasticity model)模擬其塑性行為。GFRP 材料塑性行為采用Hashin 損傷模型進(jìn)行模擬，并用常規(guī)殼(conventional shell)定義連接件復(fù)合層截面屬性。鋼筋設(shè)置為各向同性材料，彈性模量和泊松比分別為200 GPa 和0.3。采用雙線性本構(gòu)定義鋼材塑性行為。各材料的材性參數(shù)見表4。

表4 有限元模型主要參數(shù)Table 4 Main parameters of FE models

模型分析采用靜力通用分析步，設(shè)置考慮幾何非線性的影響。采用控制連接件端部強(qiáng)制位移的方式施加拉拔荷載。

4.2 分析結(jié)果

在連續(xù)體模型中，混凝土的開裂位置和損傷情況很難實現(xiàn)精確模擬。通過觀察混凝土各計算單元受拉損傷指標(biāo)(DAMAGET)的分布，可近似判斷開裂發(fā)展情況。DAMAGET 是混凝土塑性損傷模型中用來表征混凝土開裂破壞程度的無量綱指標(biāo)，其數(shù)值為0～1，0 表示未發(fā)生損傷，1 表示完全破壞。

為便于觀察，在混凝土不同位置取剖面，如圖13(b)所示。在各剖面上繪制DAMAGET 云圖，如圖14 所示。剖面1 平行于連接件腹板平面，在翼緣錨固鋼筋所在位置；剖面2 平行于連接件翼緣平面，在翼緣錨固鋼筋所在位置；剖面3 平行于翼緣平面，在腹板錨固鋼筋所在位置?？梢娺B接件通過錨固鋼筋，將拉拔力傳遞到混凝土中?；炷辆植渴軘D壓作用，荷載向周圍混凝土傳遞，導(dǎo)致周圍混凝土受剪開裂。裂縫從錨固鋼筋處呈一定角度向外擴(kuò)展延伸，角度大約為45°。且三排錨固鋼筋呈現(xiàn)出三個較為獨立的破壞面。剖面4 展示了垂直連接件軸線方向、在翼緣錨固鋼筋處的混凝土平面DAMAGET 云圖隨位移施加的變化過程，可見混凝土破壞逐漸擴(kuò)展，與試驗現(xiàn)象相吻合。

圖14 混凝土應(yīng)力狀態(tài)云圖Fig.14 Stress state nephogram of concrete

有限元分析結(jié)果顯示，混凝土沖切劈裂破壞是由錨固鋼筋擠壓混凝土導(dǎo)致，三排錨固鋼筋對混凝土均有各自獨立的擠壓作用?；炷疗茐膹腻^固鋼筋根部開始，呈約45°方向擴(kuò)展形成沖切破壞面。

5 軸向承載力確定方法

試驗和有限元結(jié)果表明，連接件軸向受力破壞模式為混凝土沖切破壞，錨固鋼筋起到重要的傳力作用。為確定軸向承載力，首先需確定每層錨固鋼筋所能造成的混凝土理論沖切破壞面形狀?？紤]沖切承載力與鋼筋自身抗剪強(qiáng)度的大小，確定實際有效沖切面，計算混凝土整體沖切破壞面面積，并最終確定承載力數(shù)值。具體可按如下步驟進(jìn)行。

5.1 步驟1：確定理論沖切破壞面

如圖15(a)所示，連接件受荷時，通過孔壁接觸，傳遞至錨固鋼筋。錨固鋼筋受到剪力，通過與混凝土接觸進(jìn)一步傳遞。局部混凝土受擠壓作用，向周圍混凝土傳遞剪力。剪切應(yīng)力狀態(tài)可轉(zhuǎn)化為45°方向的拉壓正應(yīng)力。因此裂縫沿45°向外傳遞?；炷疗茐拿鎸挾萣ef取決于錨固鋼筋的布置情況，如圖15(b)所示。若錨固鋼筋間距較大，則每個鋼筋會單獨形成一個沖切破壞面。但若錨固鋼筋間距較小，則多個錨固鋼筋會形成一個破壞面整體。由此可確定混凝土破壞面寬度bef，如式(1)所示。其中，n 為該排錨固鋼筋數(shù)量，rs為錨固鋼筋直徑，h0為保護(hù)層厚度。得到bef之后，即可確定一個三維破壞面。將破壞面沿連接件軸向進(jìn)行投影，得到投影面積Sp，如式(2)所示。

5.2 步驟2：確定實際有效破壞面

5.3 步驟3：確定混凝土整體破壞面

連接件端部有m 層錨固鋼筋，因此可能會形成m 個沖切破壞面。圖15(c)展示了拉拔試件的三個破壞面投影形狀。以破壞面1 為例，其表示腹板處錨固鋼筋所產(chǎn)生的破壞面。其中，25 表示錨固鋼筋保護(hù)層厚度25 mm，98 表示該層混凝土沖切破壞面寬度98 mm。可見破壞面3 投影區(qū)域包含破壞面2。這意味著破壞面3 的形成會導(dǎo)致破壞面2 退出工作。因此，計算整體沖切破壞面St時，應(yīng)考慮所有沖切面投影區(qū)域的并集，按式(4)進(jìn)行計算。

圖15 軸向承載力確定方法Fig.15 Determination method of axial bearing capacity

5.4 步驟4：計算連接件軸向承載力

通過以上方法確定本連接件的拉拔和受壓試件的承載力，并與試驗結(jié)果進(jìn)行對比，如表5 所示。計算結(jié)果略低于試驗結(jié)果的原因是：確定破壞面時認(rèn)為其從錨固鋼筋根部開始發(fā)展，如圖15(a)所示。但若錨固鋼筋層相對于混凝土沖切體的剛度增大，會導(dǎo)致混凝土破壞更趨近于整體破壞而非局部沖切破壞，破壞面初始發(fā)展位置會外移，實際破壞面投影面積大于計算投影面積，實際承載力更高。在拉拔試件中，錨固鋼筋的保護(hù)層厚度小于受壓試件，所以這一公式誤差相對更大。另外，本試驗中采用的是HRB335Φ8作為錨固鋼筋。本公式對直徑8 mm 及以下的錨固鋼筋計算結(jié)果較為準(zhǔn)確，對8 mm 以上的鋼筋計算結(jié)果偏于保守。

表5 試驗結(jié)果與計算結(jié)果對比Table 5 Comparisons of test and calculation results

6 結(jié)論

本文提出一種用于夾心保溫墻體的新型GFRP工字型連接件，并開展了拉拔和受壓試驗以探究其力學(xué)性能。通過有限元建模分析得到端部混凝土受力狀態(tài)和裂縫開展機(jī)理。結(jié)合理論分析，提出混凝土沖切面確定方法和軸向承載力計算公式。本文主要結(jié)論如下：

(1)本試驗中，新型GFRP 工字型連接件拉拔承載力約為25.6 kN，抗壓承載力約為36.8 kN。破壞模式均為混凝土沖切破壞，連接件主體及端部錨固位置均未出現(xiàn)破壞。采用端部開孔插入錨固鋼筋，并與墻板分布筋相連的錨固形式，相比于現(xiàn)有的端部設(shè)槽口的錨固形式，錨固性能更加高效、穩(wěn)定。

(2)本試驗連接件錨固承載力主要由混凝土抗沖切性能決定?；炷疗茐膹腻^固鋼筋根部發(fā)生。隨著裂縫的漸進(jìn)開展，荷載會沿錨固鋼筋軸線方向向外重分布。

(3)本文提出的承載力計算方法，綜合考慮了錨固鋼筋直徑、數(shù)量、間距及多層錨固鋼筋共同工作等因素作用下的破壞面形態(tài)，可相對準(zhǔn)確地確定破壞面形狀和承載力大小。