沈阳建筑大学学报(自然科学版)
Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science)
2 02 1年1月第37卷第1期
Jan. 2021Vol. 37, No. 1
文章编号：2095 -1922(2221)01 -006 1 -08 doi ：10.11717/j. issn ：2095 -1922.2021.31.08
超低能耗夹芯墙板金属限位拉结件
受力性能分析
吕安安打赵志刚2董铁良2常世涛2
(1 ■沈阳建筑大学土木工程学院，辽宁沈阳1 1 01 68；2.北京市燕通建筑构件有限公司，北京1 02202)
摘 要目的研究针对于保温层厚度大于220 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，为该类墙板限位拉结件的研究提供设计依据。方法针对不
同直径的金属限位拉结件进行抗拉试验。同时利用有限元软件建立对应的拉结件模 型，通过模拟结果与试验结果的对比，分析拉结件的抗拉承载力、安全系数、变形性
能。结果直径为5 mm 的拉结件抗拉承载力为24. 4 kN，直径为8. 5 mm 的拉结件抗
拉承载力为29.3 kN，安全系数为5.88 ~8，满足安全系数最小值为4的要求。其设 计承载力下的位移最大值为2.35 mm ，小于墙缝密封胶剪切变性限值。结论该拉结
件的抗拉性能可满足我国规范要求，在正常使用情况下不会发生影响接缝性能的 变形。
关键词预制混凝土夹芯保温墙；力学性能；拉结件；安全系数
中图分类号TU391 文献标志码A
Analysis on Mechanical Performance of Metal Limit Connectors on Precasi Concreta Sandwich Walls
wita Ultre-Low Enerfs Consumption
Lii An'an ,ZHAO Zhigang 2,DONG Tieliang 2, CHANG Shitao 2
(1. Sciool of Civil Engineering , Shenyang Jianzhu University , Shenyang , China , 110168； 2. Yantony PrecesU
Concretu Co. Ltd. ,Beijing,China,102202)
Abstrech : The stuUy is aimeC nt tde tensile pTopenies of tde metn limit ceonectors of the prefanricate) ultre-low enenysandwich wallloarn whosn insnlatioo laycn thickness is more than 200 mm, which pTovines the desinn Oasis fos the study of this kind of wallOoarO limii cennectors. Tensile teslh are canien oU foe metnl limih chnnectom with diffeTent diametem. At the same timc, thc finite element software n un h estaniisi thc cerresnouding model oO thc pullinn cennectom. By cemparinn the simulatioo resnlts with the test resnlts, the tensile Oearinn canacith , safeth factoe and deformatiou performance ot the pullinn cennectors are analyzeC. The tensile
收稿日期：2220 -07 -1
基金项目：“十三五”国家重点研发计划项目(2017YPC0703703)
作者简介：吕安安(198—)，女，博士研究生，主要从事结构工程方面研究。
62沈阳建筑大学学报（自然科学版）第37卷
bearing capacity of the workpiece with a diameter of5mm and2.5mm is24.4kN,and the tensile becing capccity of the workpiece with c diametci of 2.5mm is29.5kN.The safety fcctoi is5.58-8,whict meets the Tequlement ot the minimum safeth factor ot 4.The mcximum displacement undee the design bearing。卯恥1C2.47mm,which is less O ic the limih ot shece densificatios ot the wall joist8031^.The tensile properties ot the ccngectors cc meet hc requirements ot Chinesa chPcs,and the deformation thct affects CC c joint卩0000!1^1（：0will not occue undcr口0111^1usa.
Key words:precash chpcrete sandwich wall；mechamccl propertics；chPdectors；safety factor
哈尔滨pm2 5>pizi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37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⑴，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，决定建筑节能效果口£o
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⑷，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95mm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190mm以上夹芯保温墙板[5]o目前常用的限位拉结件研究多集中于保温板厚度为220mm以内的夹芯墙板，而针对于保温层厚度超过220mm的超低能耗夹芯墙板的限位拉结件的研究有限[2'7]o基于此，笔者针对于保温层厚度大于220mm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⑼；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59]o
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。plea是什么意思
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1o根据文献[6]，白钢拉结件的屈服强度不小于400MPa，抗拉强度为620-937MPa，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255mm x255mm，厚度均为195mm，混凝土块的形心线埋设了施加拉力的钢筋，端部
第1期吕安安等：超低能耗夹芯墙板金属限位拉结件受力性能分析83
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[1()]o 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。
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1金属限位拉结件
Fig.l Metal limit
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表1拉结件实测力学指标
图3试验装置
Fig. 2 The devices of test
一公V丈心好；出迄誤件
Tabls 1 Averanc veluc of meastueC
屈服
屈服强抗拉断后弹性
拉结件强度/度应变/强度/强屈比伸长模量/MPa
10「6MPa 率/%GPa L5. 5 - 2007165 930
875
1.22
27. 3
107. 5
L6. 5 -25。
7/1
6 070912 1.232
7 8183.5
n
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表2拉结件锚固深度
Tabls 2 Anchorage depth of
保温板厚直径/ 锚固深度/mm 试件编号度/mm
mm 开口端
闭口端
L5.5 - 200a 20055565L5.5 -220b 200
5
5565L6. 5 -250a 256555555L6. 5 -250b
25
655
timeless英文版55
55
¥
(a)位移测点
(b)应变测点
250
(b)侧剖面
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图2受拉试件设计图
Fig. 2 Desinn drawinn of tensile sppimp
2.2试验装置
试验加载方式为荷载控制，加载速度为
0.5 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
图4测点布置图
Fig. 2 Layout of measuring points
22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。
L3. 5-255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 x200 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
。
24沈阳建筑大学学报(自然科学版)第37卷
(a)试件L5. 0-200a (b)试件L5.0-200b (c)试件L6.5-250a (d)试件L6.5-250b
图5试件受拉局部破坏形态
Fig. 6 Tensile local failure pattens ot 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2
所示，荷载-应变曲线如图7所示°
o 35
220
5
5
02520
15
10551辐咼
o
惊羡3025205
115
——L5.0-200a 35—
—L5.0-200b 30
5
2205
5
10 20 30 40 50 60
竖向位移/mm (b)试件L6.5-250
10 20 30 40 50 60 0竖向位移/mm
(a)试件L5.0-200图6拉结件荷载-位移曲线
Load-displacement cuves ot the
Fig. 6
0 5 0 5
2 11N a
畫
1000
2000 3000 4000 5000 6000
应变/10"(a)L5.0-200a
——S1
-------S2
/
，//
2000 4000 6000 8000 10000 12000 14000
空中飞人是什么意思应变/10"(b)L5.0-200b
35「
j -------------------->---------------丁：, -------S1
30 - I -------S2
o 5
§2只却5
5
20 500 1000 1500 2000 2500 3000 3500
应变
(c)L6.5-250a 0 1000 2000
3000 4000 5000
应的E
(d)L6.5-250b
图7拉结件荷载-应变曲线
Fig. 6 Load-strain cuves ot the
1
第1期吕安安等：超低能耗夹芯墙板金属限位拉结件受力性能分析25
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L5.0-220a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L2.5-250b 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。
2.4承载力分析
对于设计承载力Nd，根据拉结件产品技术资料，取2.5kN o由于产品的设计资料参考了欧洲规范55，采用圆柱体试验测得抗压强度，而我国普遍采用立方体试验测得抗压强度57，同时国内外不少规范(文献［9］、文献［9］)都规定了锚固承载力和混凝土抗压强度平方根成正比。综合以上依据，笔者对金
属限位拉结件的设计承载力进行折减，即N d=2.0x槡7/槡77=5.4kN o
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Y l乘以荷载效应标准值S lp，抗力项为连接件承载力标准值R k除以承载力分项系数Y r，控制效应项不应大于抗力项(Y l S lp W R p/Y r)。按安全系数法的概念，应为S lp W R k/K，相当于安全系数K=Y l Y r o拉结件的设计承载力按欧洲规范55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1-5o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1-5o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2.5~2.3。
虚伪是什么意思
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 55666—2211)规定［2］，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55，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=4o 各试件承载力结果见表3o在文中安全系数的计算公式为K=N/N，其中N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N d=5.5kN为设计值，由《建筑结构可靠性设计统一标准》(GB55068—2018)可知50，承载力的分项系数取1.3，因此设计承载力的标准值为叽=5.4/1.3= 4.15kN o
表3拉结件受拉承载力
Tably3Bearing capacito ot the cangectora
试件编号N u/kN Np/kN K
L5.0-200a24.4 4.15 5.38
L5.0-220b27.6 4.15 2.45
L2.5-250a29.3 4.157.02
L2.5-250b33.4 4.158.40
