夹心保温墙体GFRP连接件轴向性能研究-USB迷|专注于互联网分享

2024年5月18日发(作者：姒馥芬)

第 38 卷第 3 期

2021年3 月

Vol.38 No.3

Mar.2021

工　　程　　力　　学

ENGINEERING MECHANICS112

文章编号：1000-4750(2021)03-0112-10

夹心保温墙体GFRP连接件轴向性能研究

何之舟，潘鹏，王海深

121

(1. 清华大学土木工程系，北京 100084；2. 土木工程安全与耐久教育部重点实验室，清华大学，北京 100084)

摘要：夹心保温墙体是一种兼具承重、围护、保温功能的预制构件。墙体包括内外叶钢筋混凝土板和中间保

温层。连接件垂直穿过保温层，将外叶板的荷载传递至内叶板，其力学性能对保证墙体安全性至关重要。传统

连接件在保温层超厚条件下存在刚度不足，承载力受施工质量影响大等问题。为此，设计了新型GFRP工字型

连接件，提出端部插入锚固钢筋的新型锚固形式，并进行了试验研究和有限元分析。试验研究表明：连接件拉

拔和受压破坏模式为混凝土冲切劈裂锚固破坏，其承载力分别为25.6 kN和36.8 kN。有限元分析得到了连接件

端部混凝土受力状态和破坏模式，发现锚固钢筋对混凝土破坏模式起重要作用。基于试验和有限元分析结果，

提出冲切破坏面确定方法和承载力计算公式，为连接件设计提供参考。

关键词：夹心保温墙体；GFRP连接件；轴向加载试验；冲切破坏；承载力估算公式

中图分类号：TU375.2 文献标志码：A doi: 10.6052/.1000-4750.2020.05.0279

AXIAL PERFORMANCES OF A GFRP CONNECTOR FOR

SANDWICH INSULATION WALL PANELS

HE Zhi-zhou , PAN Peng , WANG Hai-shen

121

(1. Civil Engineering Department, Tsinghua University, Beijing 100084, China;

2. Key Laboratory of Civil Engineering Safety and Durability of China Education Ministry, Tsinghua University, Beijing 100084, China)

Abstract: Sandwich insulation wall panel (SIWP) is a type of precast components with load-bearing, enclosure

and insulation functions. The SIWP is composed of inner and the outer reinforced concrete slabs and middle

insulation layer. The connectors penetrate the insulation layer and transfer loads from the outer layer to the inner

layer. The performance of the connectors is crucial to maintain the safety of the panels. However, the

conventional connectors may not have adequate stiffness if the insulation layer is too thick, and the quality control

is difficult for the installation. In this study, a GFRP I-shaped connector was developed, the associated anchorage

method featured with the anchorage rebar penetrating the holes at connector ends was proposed, and tests and

finite element analyses were carried out. The experimental results find that the failure modes of the connector are

concrete punching and splitting failure. The pull-out and compression strength of the connector are 25.6 kN and

36.8 kN, respectively. The finite element analyses suggest that the anchorage rebar is important for the failure

mode. Based on the test and analysis results, methods to determine the punching failure surface and estimate the

load bearing capacity are proposed, which are expected to provide references for engineering design practices.

Key words: sandwich insulation wall panel; GFRP connector; axial loading test; punching failure; strength

estimation formula

据统计，2015年中国建筑全生命周期能耗约

占全年总能耗的40%，其中建筑使用能耗占比超

收稿日期：2020-05-05；修改日期：2020-08-05

基金项目：国家重点研发计划项目(2019YFC1509303)；清华大学国强研究院项目(GQC0001)

通讯作者：潘　鹏(1976−)，男，湖北黄冈人，教授，博士，主要从事结构抗震和振动控制研究(E-mail: ********************.cn).

作者简介：何之舟(1996−)，男，安徽蚌埠人，博士生，主要从事结构抗震研究(E-mail: **************);

王海深(1991−)，男，河北沧州人，博士生，主要从事装配式结构抗震研究(E-mail: ***************).

过1/2。近年来，为适应可持续发展需求，国家

大力推动绿色建筑发展，对建筑提出更高的节能

[1]

工　　程　　力　　学113

保温要求。外墙保温是建筑保温隔热系统的重要

一环，其根据构造不同常分为3种：外保温、内

保温和夹心保温墙体

[2]

，其保温材料包括玻化微珠

[3]

、

自保温空心混凝土砌块

[4]

、聚苯板

[5]

等。相比于外

保温墙体耐火及耐久性差、内保温墙体受室内装

修影响大等特点，夹心保温墙体兼具承重、围护

和保温功能，具有良好的防火性、耐腐蚀性和施

工便易性

[6]

，是目前发展的一大趋势。

夹心保温墙体由4部分组成：内叶板、外叶

板、保温层和连接件体系，如图1所示。内叶板

和外叶板通常为混凝土板，保护中间的保温层。

内叶板与结构连接。外叶板一般为60 mm厚，仅

通过连接件将自身荷载传递至内叶板。连接件的

力学性能对于保障墙体安全至关重要。根据连接

件所提供内外叶板组合作用的大小，墙板被分为

完全组合式、部分组合式和非组合式

[2]

3种。

连接件

外叶板

保温层

内叶板

图 1 夹心保温墙体示意图

Fig. 1 Illustration of insulation sandwich wall panels

国内外对不同材料的连接件力学行为开展了

较为广泛的研究。Lee等

[7]

、Woltman等

[8]

提出了

含混凝土的连接件构造形式。Thomas等

[9]

、

Benayoune等

[10]

提出了钢连接件。连接件剪切和

墙体面外试验结果表明，钢连接件具有较好的抗

剪性能，且墙体组合程度较高。但混凝土和钢材

具有较高的导热性，会导致墙体局部出现“热桥

效应”，影响整体保温隔热性能。Losch等

[11]

研究发现，高强尼龙材料由于易老化和塑性疲劳

特性，也不适用于墙体连接件。GFRP作为一种新

型复合材料，具有轻质、高强、导热率低等特

点，成为连接件研究的首选材料。

连接件按几何构造分为格构式和独立式两种

[2]

。

格构式连接件的研究大多关注于墙体的组合程

度。Pantelides等

[12]

、Hodicky等

[13]

等研究了

GFRP格构式连接件在墙板中的剪力传递机制。

Rizkalla等

[14]

研究发现格构式连接件夹心保温墙体

组合程度较高。Bernard等

[15]

研究了保温层材料

对CFRP格构式连接件夹心保温墙体的刚度和组

合程度的影响，发现使用EPS比XPS保温层有更

高的组合程度。刘才华等

[16]

研究了带门窗洞口的

夹心保温墙体面外受弯性能，发现墙体组合程度

较高，且门窗洞附近易出现斜向裂缝。

《装配式混凝土结构技术规程》(JGJ 1−2014)

[17]

推荐使用非组合式夹心保温墙体。因此，独立式

连接件的研究在我国更为广泛。孟宪宏等

[18]

设计

了三种不同形式的GFRP弯锚连接件，其拉拔承

载力分别为29.5 kN、26.2 kN和23.5 kN。姜伟庆

等

[19]

、薛伟辰等

[20]

分别提出GFRP十字型截面棒

状连接件和板式连接件，其端部设置槽口，通过

与混凝土接触挤压传递荷载。拉拔试验表明破坏

模式为混凝土劈裂破坏，极限承载力分别约为

12 kN和21 kN。杨佳林等

[21]

对上述板式连接件开

展抗剪试验，测得当保温层厚度为150 mm时，剪

切承载力为19.6 kN。Huang等

[22]

设计了一款六边

形箱型截面GFRP连接件，通过抗剪试验发现当

保温层厚度为50 mm时，连接件的承载力和刚度

分别为27.6 kN和15.2 kN/mm。Dutta等

[23]

提出了

一种槽型截面GFRP连接件，并设计了单剪试验以

测量其抗剪强度及其与混凝土的粘结强度。李智

斌等

[24]

设计了一种螺纹式GFRP连接件，并测试

了其抗拔和抗剪承载力。白正仙等

[25]

对棒状、板

状、L型、H型和槽型连接件进行拉拔及剪切试

验，结果表明槽型连接件承载力更高。Naito等

[26]

研究了14种商用连接件的拉拔性能，并提出了三

线性本构关系。

现有研究成果表明，大部分独立式连接件的

拉拔破坏模式为混凝土劈裂冲切破坏。然而，连

接件拉拔破坏的受力机理分析、准确的混凝土破

坏面确定方法和承载力计算公式尚缺乏深入研

究。其次，Imbabi

[27]

研究表明，为实现良好的保

温效果，在部分寒冷地区保温层厚度需达到300 mm。

而现有研究的保温层厚度均不超过150 mm。根据

Halfen

[28]

设计公式，现有连接件的刚度和承载力

均难以在保温层超厚条件下满足设计要求。与此

同时，保温层厚度的增大会导致连接件容易出现

受压失稳破坏，而连接件受压力学性能的研究较

为缺乏。此外，现有常用的连接件端部开槽锚固

方式，其力学性能对施工质量敏感、离散性较大。

114工　　程　　力　　学

因此，本文提出了新型GFRP工字型截面连

接件，并针对性地提出了一种端部锚固构造。工

字型连接件具有较大的截面惯性矩，其抗弯-剪刚

度和承载力远高于传统的小截面棒状连接件

[29]

，

在墙体设计时连接件使用数量可大大减少，有效

降低了成本。本文重点研究其轴向性能。通过拉

拔和受压试验研究，得到连接件破坏模式和力学

性能。通过ABAQUS有限元分析探究混凝土损伤

发展过程，进而得到混凝土冲切破坏面确定方

法，并推导出连接件拉拔、受压承载力估算公式。

1 新型GFRP工字型连接件

本文所提出的工字型连接件如图2所示。连

接件采用GFRP材料，通过拉挤成型工艺制作而

成。连接件截面尺寸为76 mm×38 mm×6.35 mm。

参考Halfen

[28]

连接件做法，端部采用设置锚固钢

筋传递荷载的方式实现锚固效果。具体做法为：

连接件端部预先开孔，墙板施工放置连接件时，

开孔处插入一定长度的锚固钢筋，并与墙板分布

筋绑扎固定。Halfen

[28]

连接件端部开孔方案单

一，未根据连接件形状进行优化，且开孔数量

多，存在浪费。本文针对工字型连接件，对开孔

方案进行了优化设计。连接件两端翼缘设置双排

孔洞，每排2个，锚固钢筋安装时绑扎在分布筋

的内外两侧。腹板设置单排3个孔洞，绑扎在分

布筋内侧(靠近保温层一侧)。连接件两端锚固深

度为50 mm。为避免出现连接件局部破坏(开孔处

孔壁承压破坏、孔后端被剪坏或全截面被拉断)及

锚固钢筋自身弯剪破坏，需控制锚固钢筋直径一

般不低于6 mm，孔的边距一般不低于10 mm，且

连接件开孔处截面孔的总面积不超过全截面的

1/2。本试验中采用的连接件局部构造设计如图2(d)

所示。

GFRP纤维铺层设计决定了型材的力学性能。

本连接件中，主要纤维为沿连接件轴向的无捻粗

纱。腹板加入3张±45°多轴向布以增大连接件抗

剪性能。翼缘中加入1张0°/90°和2张±45°多轴向

布以避免翼缘在受力时局部破坏。纤维体积含量

约为60%。GFRP基体为饱和环氧树脂。试验前，

依据相关规范，对GFRP纤维单层板力学性能进

行测试，如表1所示。其中，

、

分别表示纤维轴向拉伸强

度、轴向压缩强度、纤维垂直拉伸强度、垂直压

缩强度、剪切强度、轴向弹性模量、垂直弹性模

量、剪切模量和泊松比。

分布筋锚固筋

外叶板

保温层

连接件

内叶板

(a) 连接件实拍(b) 连接件在墙板中的位置

内叶板

分布筋

保温层

连接件

Φ8@20

外叶板锚固筋

保温层厚度

连接件总长

图 2 新型GFRP连接件

Fig. 2 Novel GFRP connector

表 1 GFRP材性试验结果

Table 1 Material properties of GFRP

材性值参考规范材性值参考规范

1114.3 MPa

453.9 MPa

GB/T

48.5 GPa

123.4 MPa

1448−2005

55.4 MPa

GB/T

55.4 MPa

GB/T

1447−2005

12.6 GPa

37.3 MPa

3355−2005

0.27

2 拉拔试验

2.1 试件设计

拉拔试验(pull out test)设计2个重复试验，以

考虑试验结果的离散性。试件命名为PO-1和PO-

2。试件尺寸如图3所示。280 mm×280 mm×

170 mm混凝土块代表墙体混凝土板，通过连接件

相连。混凝土外侧预埋钢拉杆以施加拉力。每个

混凝土块中放置3层

HRB335Φ8

分布筋，其中，

最内侧一层模拟夹心保温墙体中的分布筋，保护

层厚度30 mm，外侧两层用于确保钢拉杆不会被

拔出。由于拉拔性能与连接件长度无关，为试件

加工方便，混凝土块间距设置为100 mm，表示墙

体的保温层厚度。由于保温板对连接件拉拔性能

没有影响，为便于观察试验破坏现象，试件中未

设置保温板。

试验前对混凝土和钢筋的材性进行测试。混

凝土立方体抗压强度平均值为31.0 MPa，标准差

为1.0 MPa。钢筋屈服强度和极限抗拉强度分别为

359 MPa和451 MPa，标准差分别为7.1 MPa和

9.0 MPa。

工　　程　　力　　学115

280

102

76102

分布筋

连接件

混凝土

B8@200

预埋拉杆

HRB 335

图 3 拉拔试件尺寸及配筋图　/mm

Fig. 3 Geometry and rebar detailing of pull-out tests

2.2 量测与加载方案

试验装置采用100 t拉压万能试验机，如图4

所示。试验机夹头固定试件钢拉杆以施加拉力，

前、后2个位移计以测量混凝土块竖向相对位

移。连接件上、下翼缘中部沿轴向各设置一个应

变片，以采集翼缘轴向应变。腹板中部的前、后

两侧各设置一个应变花，以采集腹板轴向、水平

和45°应变。试验采用位移控制单向加载，加载速

度为0.2 mm/min。

位移计

试件

应变花

应变片

夹头

(a) 加载及量测装置(b) 试验环境

图 4 拉拔试验加载及量测装置

Fig. 4 Load and measurement setups of pull-out tests

2.3 试验结果与分析

连接件的破坏现象如图5所示。两个试件均

为连接件端部混凝土锚固破坏。峰值荷载之前无

明显破坏现象。荷载达到峰值时，混凝土块内侧

表面靠近连接件的位置，出现4条微小裂缝。之

后荷载开始下降，裂缝沿45°方向逐步向外延伸变

宽。到达混凝土块边缘之后，在平行于连接件翼

缘的混凝土块两侧表面出现了横向裂缝。之后裂

缝不断扩展变宽，并向另外两侧表面延伸，最终

形成一个完整的混凝土破坏面。而此时混凝土内

侧表面裂缝不再发展扩展。全过程中，锚固钢筋

未出现明显的受弯塑性变形。连接件主体及孔壁

处也未出现破坏。

(a) 裂缝出现并扩展(b) 裂缝贯穿整个混凝土块

图 5 拉拔试验破坏现象

Fig. 5 Failure phenomena of Pull-out tests

试件的荷载-位移曲线如图6所示。曲线在上

升段斜率基本不变，试件处于弹性阶段；达到峰

值之后，荷载会进入短暂的平台段，然后迅速下

降。其原因为锚固钢筋传递荷载给混凝土时，会

导致连接件附近的混凝土首先发生开裂，局部承

载力降低，对锚固钢筋的约束作用也减弱。由于

锚固钢筋较长，荷载发生重分布，通过锚固钢筋

向更远处的混凝土进行传递。这种渐进破坏的过

程会导致荷载有一段相对缓慢的下降段。直到内

部出现完整破坏面，表现出混凝土块侧面开裂，

此时荷载的重分布机制失效，承载力会出现迅速

下降。在试验中虽然出现了混凝土块全截面拉断

的现象，但这是连接件的最终破坏状态，而非初

始破坏状态，因此不会影响连接件承载力试验结

果。其原因如下：1)从力学机理来看，初始破坏

是荷载通过锚固钢筋根部(靠近连接件的位置)传

递至混凝土，导致局部混凝土冲切破坏，这种破

坏模式决定了连接件的承载力，而全截面开裂是

后续破坏模式；2)从试验现象来看，达到峰值荷

载时，裂缝仅在混凝土块上表面出现，表明此时

局部冲切破坏已经发生，而混凝土块侧面未出现

裂缝，说明此时未出现全截面拉开的情况。随着

位移进一步施加，侧面才逐渐出现裂缝，此时荷

载已经部分下降。综上所述，全截面拉断对峰值

承载力无影响。本试验采用的混凝土块尺寸，可

以较为准确地得到连接件的承载力结果。

试件的峰值荷载和对应的位移如表2所示。

平均峰值荷载25.6 kN。试验离散性较低，峰值荷

载标准差为1.4 kN。而姜伟庆、薛伟辰等提出的

116工　　程　　力　　学

采用端部槽口锚固的连接件拉拔承载力标准差约

为1.9 kN

[19]

和3.0 kN

[20]

。表明采用新的锚固方式

具有更加高效稳定的锚固效果。

PO-1

PO-2

载

荷

012345

位移/mm

图 6 拉拔试件荷载-位移曲线

Fig. 6 Load-displacement curves of pull-out specimens

表 2 拉拔试验各试件峰值荷载及对应位移

Table 2 Peak load and corresponding displacement of

each pull-out specimen

试件编号

峰值荷载P

/kN

均值/kN峰值荷载对应位移u/mm均值/mm

PO-127.00.32

PO-224.2

25.6

0.48

0.40

试件的荷载-应变曲线如图7所示。所有应变

均远小于GFRP破坏应变。其中，腹板垂直于受

拉方向的负应变是由于泊松效应导致。翼缘和腹

板的轴向应变基本相同，说明变形基本同步，连

接件通过翼缘和腹板处的锚固钢筋，均匀地传递

拉力。

载

荷

翼缘轴向

腹板轴向

腹板垂直

腹板45°

−1400500600

微应变/(×10

−6

)

图 7 拉拔试件荷载-应变曲线

Fig. 7 Strain-force curves of pull-out specimens

3 受压试验

3.1 试件设计

连接件受压试验(compression test)设置2个重

复试验，分别为CT-1和CT-2。试件尺寸如图8

所示。两块360 mm×360 mm×60 mm混凝土板代

表墙体内外叶板，间距为120 mm。板中设置双向

两道

HRB335Φ8

钢筋以模拟墙板分布筋。连接件

设置在混凝土板中央。由于保温板弹性模量和抗

压强度较低，对试验结果基本无影响，在试验中

未设置保温板。为确保混凝土有足够的冲切破坏

空间，荷载通过环形钢板施加到混凝土板上。环

板外部设置分载钢板以确保荷载均匀施加到试件

上。受压试件的混凝土和钢筋材性与拉拔试件

相同。

360

分载

钢板

环形

钢板

混凝土

连接件

B8@200HRB335

1-1 剖面图

360

5026050

环形钢板示意图

图 8 受压试件设计图　/mm

Fig. 8 Design of compression test specimen

3.2 量测与加载方案

受压试验装置如图9所示。试件一端靠在反

力架上，另一端通过千斤顶施加压力。在试件与

台座之间设置棍棒排，以减小摩擦力的影响。为

测量两块混凝土板之间的相对位移，设置2组

4个位移计，每组2个相向布置。在连接件腹板两

侧各设置一个应变片以测量其轴向应变。试验采

用位移控制单向加载，加载速度为0.5 mm/min。

千斤顶

试件

钢垫块

位移计

棍棒排

(a) 加载及量测装置(b) 试验环境

图 9 受压试验加载及量测装置

Fig. 9 Load and measurement setups of compression tests

3.3 试验结果与分析

连接件受压破坏现象如图10所示。试件呈现

混凝土冲切破坏特征。在加载初期，混凝土边缘

处出现沿厚度方向的裂缝，其原因是通过环形面

工　　程　　力　　学117

加载，混凝土会受到一定弯矩而开裂。之后荷载

继续上升，直至达到峰值荷载。试验形成的破坏

面如图10(b)所示。试验形成2个环状冲切破坏

面。内部和外部冲切面分别是连接件自身截面和

锚固钢筋向外冲切产生的。图10(c)表明破坏面在

厚度方向沿45°向外延伸，符合混凝土冲切破坏的

典型特征。图10(d)展示了试件破坏后的钢筋形

态。锚固钢筋均发生明显的弯曲变形。连接件主

体并未出现明显的损伤，锚固钢筋未造成连接件

端部孔壁承压破坏或孔后部剪断。

45°斜

裂缝

外部冲

内部冲

切面

受弯

裂缝

受弯

裂缝

(a) 混凝土板出现受弯裂缝

(b) 冲切破坏形态

45°

锚固

钢筋弯曲

45°

分布

筋未弯曲

分布筋受

弯变形

图 10 受压试件破坏现象

Fig. 10 Failure phenomena of compression specimens

受压试件荷载-位移曲线如图11所示。荷载上

升到7 kN左右出现斜率下降，是混凝土受弯开裂

所致。之后，荷载几乎呈线性上升，直至达到峰值

荷载，约为36.8 kN，此时对应位移约为6.3 mm，

如表3所示。在此之后，冲切破坏面逐渐形成，

残余承载力不断下降。试验中受试件尺寸的限

制，分布筋整体发生较明显的破坏，对锚固钢筋

的约束作用有限，导致试件延性较低。但在实际

结构中，分布筋在墙板中通长布置，连接件在承

载力下降段较传统槽口锚固型连接件具有更高

延性。

受压试件的荷载-应变曲线如图12所示。应变

随荷载线性上升，达到峰值时远低于GFRP破坏

应变。说明连接件仍处于弹性受力阶段。

4 有限元分析

4.1 模型情况

连接件在拉拔和受压状态下均呈现出混凝土

冲切破坏模式。混凝土内部的裂缝开展过程、初

载

荷

CT-1

CT-2

05101520

位移/mm

图 11 受压试件荷载-位移曲线

Fig. 11 Dis.-force curves of compression specimens

表 3 受压试验各试件峰值荷载及对应位移

Table 3 Peak load and corresponding displacement of each

compression specimen

试件编号

峰值荷载P

/kN

均值/kN峰值荷载对应位移u/mm均值/mm

CT-136.26.4

CT-237.4

36.8

6.2

6.3

载

荷

CT-1

CT-2

01000

微应变

图 12 受压试件荷载-应变曲线

Fig. 12 Strain-force curves of compression specimens

始破坏面的形状难以通过试验现象观察得到。为

深入探究锚固破坏机理，分析锚固区混凝土应力

状态，识别冲切破坏面，利用ABAQUS有限元软

件对试件进行建模分析。

模型包括混凝土、分布筋、连接件和锚固钢

筋4部分，如图13(a)所示。各部分尺寸和位置与

拉拔试件完全相同。混凝土采用C3D8实体单元，

在连接件端部附近网格加密，为2 mm，其他地方

的网格尺寸分别为5 mm和10 mm。连接件采用

S4R壳单元，网格尺寸为5 mm。锚固钢筋和分布

筋采用C3D2线单元，网格尺寸为5 mm。分布筋

采用嵌入(embedded)的方式与混凝土形成接触。

118工　　程　　力　　学

为近似模拟连接件端部锚固方式，将锚固钢筋轴

线对准孔洞圆心处，采用合并(merge)的方法将锚

固钢筋与连接件形成一个整体，并将锚固钢筋嵌

入(embedded)到混凝土中。组装之后的有限元模

型如图13(b)所示。约束混凝土外侧表面的6个自

由度，在连接件端部施加拉拔荷载。

锚固钢筋

剖面1

嵌入

合并

剖面2

剖面3

分布筋

连接件

混凝土

剖面4

(a) 有限元模型拆分图(b) 有限元模型整体示意图

图 13 有限元模型

Fig. 13 Finite element model

混凝土弹性模量和泊松比分别为30 GPa和0.2，

采用损伤塑性模型(concrete damaged plasticity

model)模拟其塑性行为。GFRP材料塑性行为采

用Hashin损伤模型进行模拟，并用常规壳

(conventional shell)定义连接件复合层截面属性。

钢筋设置为各向同性材料，弹性模量和泊松比分

别为200 GPa和0.3。采用双线性本构定义钢材塑

性行为。各材料的材性参数见表4。

表 4 有限元模型主要参数

Table 4 Main parameters of FE models

类型膨胀角偏心率

不变量

应力比K

摩擦系数

受压/受拉强度

混凝土

36.310.11.160.66670.00531.0/2.61 MPa

断裂能/(kJ/m

类型

强度及

)

弹性模量

轴向拉伸轴向压缩垂直拉伸垂直压缩

GFRP

见表1

91.6

[30]

79.9

[30]

0.2

[30]

1.1

[30]

类型屈服强度极限强度极限塑性应变

钢筋

359 MPa451 MPa0.1

模型分析采用静力通用分析步，设置考虑几

何非线性的影响。采用控制连接件端部强制位移

的方式施加拉拔荷载。

4.2 分析结果

在连续体模型中，混凝土的开裂位置和损伤

情况很难实现精确模拟。通过观察混凝土各计算

单元受拉损伤指标(DAMAGET)的分布，可近似

判断开裂发展情况。DAMAGET是混凝土塑性损

伤模型中用来表征混凝土开裂破坏程度的无量纲

指标，其数值为0~1，0表示未发生损伤，1表示

完全破坏。

为便于观察，在混凝土不同位置取剖面，如

图13(b)所示。在各剖面上绘制DAMAGET云

图，如图14所示。剖面1平行于连接件腹板平

面，在翼缘锚固钢筋所在位置；剖面2平行于连

接件翼缘平面，在翼缘锚固钢筋所在位置；剖面

3平行于翼缘平面，在腹板锚固钢筋所在位置。可

见连接件通过锚固钢筋，将拉拔力传递到混凝土

中。混凝土局部受挤压作用，荷载向周围混凝土

传递，导致周围混凝土受剪开裂。裂缝从锚固钢

筋处呈一定角度向外扩展延伸，角度大约为45°。

且三排锚固钢筋呈现出三个较为独立的破坏面。

剖面4展示了垂直连接件轴线方向、在翼缘锚固

钢筋处的混凝土平面DAMAGET云图随位移施加

的变化过程，可见混凝土破坏逐渐扩展，与试验

现象相吻合。

(Avg: 75%)

DAMAGCET

45°

9.64×10

−1

8.83×10

−1

8.03×10

−1

翼缘

7.23×10

−1

6.42×10

−1

钢筋

5.62×10

−1

2 (0.3 mm)

4.82×10

−1

45°

4.02×10

−1

腹板

剖面

3.21×10

−1

钢筋

2.41×10

−1

1.61×10

−1

8.03×10

−1

0.00

破坏线

剖面1 (0.3 mm)

剖面3 (0.3 mm)

锚固钢筋

根部位置

0.3 mm0.5 mm0.8 mm

剖面4

图 14 混凝土应力状态云图

Fig. 14 Stress state nephogram of concrete

有限元分析结果显示，混凝土冲切劈裂破坏

是由锚固钢筋挤压混凝土导致，三排锚固钢筋对

混凝土均有各自独立的挤压作用。混凝土破坏从

锚固钢筋根部开始，呈约45°方向扩展形成冲切破

坏面。

5 轴向承载力确定方法

试验和有限元结果表明，连接件轴向受力破

坏模式为混凝土冲切破坏，锚固钢筋起到重要的

传力作用。为确定轴向承载力，首先需确定每层

工　　程　　力　　学119

锚固钢筋所能造成的混凝土理论冲切破坏面形

状。考虑冲切承载力与钢筋自身抗剪强度的大

小，确定实际有效冲切面，计算混凝土整体冲切

破坏面面积，并最终确定承载力数值。具体可按

如下步骤进行。

5.1 步骤1：确定理论冲切破坏面

如图15(a)所示，连接件受荷时，通过孔壁接

触，传递至锚固钢筋。锚固钢筋受到剪力，通过

与混凝土接触进一步传递。局部混凝土受挤压作

用，向周围混凝土传递剪力。剪切应力状态可转

化为45°方向的拉压正应力。因此裂缝沿45°向外

传递。混凝土破坏面宽度b

取决于锚固钢筋的布

置情况，如图15(b)所示。若锚固钢筋间距较大，

则每个钢筋会单独形成一个冲切破坏面。但若锚

固钢筋间距较小，则多个锚固钢筋会形成一个破

坏面整体。由此可确定混凝土破坏面宽度b

，如

式(1)所示。其中，n为该排锚固钢筋数量，r

为

锚固钢筋直径，h

为保护层厚度。得到b

之后，

即可确定一个三维破坏面。将破坏面沿连接件轴

向进行投影，得到投影面积S

，如式(2)所示。

{

n(r

+2h

),s−r

>2h

(n−1)s+2h

(1)

,s−r

≤

(

−

)

−

)

(2)

5.2 步骤2：确定实际有效破坏面

上述计算的前提是钢筋强度足够将荷载传递

至混凝土中并产生冲切面。若钢筋强度不够则自

身会受剪破坏。因此，对连接件端部的第i排锚固

钢筋，计算钢筋受剪承载力

，并与冲切承载力

进行对比，如式(3)所示。其中，A

为这一排

锚固钢筋横截面积之和的2倍，f

为混凝土抗拉强

度，f

为钢筋抗剪强度。





p,e





≤



0,P

(3)

若

≤

，说明钢筋强度足够，则混凝土冲

切破坏面形成，有效冲切破坏面积

p,e

等于理论破

坏面积

。若

，说明此时会发生钢筋受剪

破坏，混凝土实际冲切破坏面积为0。

5.3 步骤3：确定混凝土整体破坏面

连接件端部有m层锚固钢筋，因此可能会形

成m个冲切破坏面。图15(c)展示了拉拔试件的三

个破坏面投影形状。以破坏面1为例，其表示腹

板处锚固钢筋所产生的破坏面。其中，25表示锚

固钢筋保护层厚度25 mm，98表示该层混凝土冲

切破坏面宽度98 mm。可见破坏面3投影区域包

含破坏面2。这意味着破坏面3的形成会导致破坏

面2退出工作。因此，计算整体冲切破坏面S

时，应考虑所有冲切面投影区域的并集，按式(4)

进行计算。

∪

p,e

(4)

i=1

破坏面

−2h

45°

xyxy

(a) 冲切面确定方法

/nb

(b) 破坏面宽度确定方法

破坏面1破坏面2破坏面3

(腹板钢筋)(翼缘外侧一排钢筋)(翼缘内侧一排钢筋)

图 15 轴向承载力确定方法

Fig. 15 Determination method of axial bearing capacity

5.4 步骤4：计算连接件轴向承载力

确定了整体破坏面之后，可计算连接件冲切

承载力。同时需考虑到无法被S

覆盖的锚固钢筋

的受剪承载力

，其判断准则为