秦士洪，鄭鴻翔，張京街，范世杰，宋開偉

(1. 重慶大學(xué)山地城鎮(zhèn)建設(shè)與新技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，重慶 400045； 2. 重慶大學(xué)土木工程學(xué)院，重慶 400045； 3. 重慶市建筑科學(xué)研究院有限公司，重慶 400042)

0引 言

蒸壓加氣混凝土墻板(簡(jiǎn)稱ALC墻板)具有輕質(zhì)、保溫隔熱、耐火、隔聲、可工廠化生產(chǎn)、可裝配式安裝等特點(diǎn)，十分適合建筑工業(yè)化的需求，是圍護(hù)結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)型升級(jí)的較好選擇之一。ALC墻板通過(guò)連接件與主體結(jié)構(gòu)連接，當(dāng)墻板受到平面外的風(fēng)荷載或水平地震作用時(shí)，依靠連接節(jié)點(diǎn)向主體結(jié)構(gòu)進(jìn)行荷載傳遞。因此，連接節(jié)點(diǎn)的受力性能關(guān)系到圍護(hù)結(jié)構(gòu)的安全可靠，一旦連接失效，將引起墻板的倒塌與破壞，甚至進(jìn)一步引起次生災(zāi)害，因而一直受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。

Okazaki等[1-5]對(duì)鋼框架進(jìn)行了低周反復(fù)荷載試驗(yàn)。試驗(yàn)結(jié)果表明：ALC外掛墻板對(duì)于結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度的貢獻(xiàn)可以忽略不計(jì)；墻板與結(jié)構(gòu)連接可靠安全，連接件未發(fā)生破壞。Kohiyama等[6]對(duì)帶ALC外墻的鋼框架進(jìn)行了有限元分析，結(jié)果表明能量的耗散主要依靠墻板的塑性變形及墻板與角鋼之間的摩擦。Getz等[7]對(duì)ALC墻板進(jìn)行了靜態(tài)單調(diào)加載和低周反復(fù)荷載試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)構(gòu)件能承受的層間位移較建筑抗震規(guī)范的最大層間位移小2/3。Matsuoka等[8-12]對(duì)足尺鋼結(jié)構(gòu)建筑物進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)：ALC外掛墻幾乎不影響結(jié)構(gòu)強(qiáng)度和剛度。在多遇地震情況下，墻板基本完好；在罕遇地震情況下，ALC墻板只是出現(xiàn)開裂，墻板與框架的脫離只出現(xiàn)在框架的第一層。試驗(yàn)結(jié)束后ALC墻板與框架之間的連接件完好無(wú)損。李國(guó)強(qiáng)等[13-14]對(duì)帶ALC墻板的鋼框架進(jìn)行了低周反復(fù)試驗(yàn)和足尺模型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究表明：墻板ADR連接件性能良好，基本沒有發(fā)生破壞；使用ALC墻板可在一定程度上增大鋼框架承載力和剛度；內(nèi)嵌式安裝相對(duì)于外掛式在承載力及剛度上的貢獻(xiàn)更多。田海等[15]對(duì)ALC拼合墻板進(jìn)行了受剪性能試驗(yàn)研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)：在側(cè)向位移未超過(guò)1/300時(shí)，鉤頭螺栓連接無(wú)松動(dòng)，傳力可靠；在大變形情況下，該連接仍能協(xié)同變形且未出現(xiàn)破壞，并沒有導(dǎo)致墻體的倒塌失效。隋偉寧等[16]對(duì)12個(gè)新型連接節(jié)點(diǎn)的帶ALC外墻板的鋼框架進(jìn)行了非線性有限元分析，研究發(fā)現(xiàn)該連接節(jié)點(diǎn)抗震性能良好，隨著孔徑比的增大，節(jié)點(diǎn)承載力略有減小。金勇等[17]對(duì)ALC墻板鉤頭螺栓連接件、直角鋼件連接件、鋼管錨連接件、斜柄連接件進(jìn)行了四分點(diǎn)加載試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)隨著板厚增加，節(jié)點(diǎn)承載力將會(huì)增大。同時(shí)還發(fā)現(xiàn)良好的鋼筋網(wǎng)焊接質(zhì)量及合適的保護(hù)層厚度有利于節(jié)點(diǎn)承載力的提升。肖偉[18]對(duì)4個(gè)ALC墻板框架進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，ALC墻板與結(jié)構(gòu)之間采用新型的預(yù)埋件節(jié)點(diǎn)連接，結(jié)果表明在罕遇地震作用下，ALC墻板并未發(fā)生明顯破壞，在大震發(fā)生時(shí)，節(jié)點(diǎn)與結(jié)構(gòu)可形成一個(gè)搖擺體系，減小節(jié)點(diǎn)處受力，從而降低ALC墻板的破壞。

綜上所述，以往的試驗(yàn)研究主要是針對(duì)帶ALC墻板的整體結(jié)構(gòu)，除振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)外，在這些試驗(yàn)中墻板基本上不承受平面外的荷載作用。即使是振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，由于受主體結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)條件或試驗(yàn)終止條件的限制，墻板的連接節(jié)點(diǎn)區(qū)域一般尚未進(jìn)入平面外極限狀態(tài)，所以無(wú)法得知墻板連接節(jié)點(diǎn)部位的完整受力性能。因此有必要開展避開主體結(jié)構(gòu)影響的專項(xiàng)試驗(yàn)研究。本文設(shè)計(jì)了一種試驗(yàn)方法，并對(duì)采用鉤頭螺栓連接的13塊ALC墻板試件進(jìn)行了平面外的荷載試驗(yàn)，針對(duì)墻板節(jié)點(diǎn)連接區(qū)域研究其平面外的受力性能。

1試驗(yàn)概況

1.1試驗(yàn)裝置

鉤頭螺栓連接是ALC墻板與主體結(jié)構(gòu)連接的主要方式之一，其大樣如圖1所示。在風(fēng)荷載壓力或向墻板內(nèi)側(cè)的水平地震作用下，外墻板支撐在主體結(jié)構(gòu)的2個(gè)角鋼上，此時(shí)墻板受力類似受彎板，墻板連接節(jié)點(diǎn)受力很小，不屬于本文研究對(duì)象。在風(fēng)荷載吸力或水平地震作用下，墻板將通過(guò)鉤頭螺栓受拉將墻面荷載傳遞給主體結(jié)構(gòu)，其傳遞方式是由鉤頭螺栓通過(guò)其上的鎖緊螺帽及墊片對(duì)墻板產(chǎn)生一個(gè)局部壓力，類似于沖切作用。在此沖切荷載作用下墻板連接區(qū)域(以下簡(jiǎn)稱“節(jié)點(diǎn)”)受力較為復(fù)雜，為本文研究的對(duì)象。

圖1鉤頭螺栓連接大樣(單位:mm)Fig.1Hook Bolt Connection Sample (Unit:mm)

圖2加載裝置Fig.2Test Setup

鉤頭螺栓對(duì)墻板節(jié)點(diǎn)的沖切作用可簡(jiǎn)化為通過(guò)對(duì)直螺桿拉拔來(lái)模擬，加載裝置如圖2所示。為避免試驗(yàn)中墻板先發(fā)生受彎破壞或剪切破壞，縮短墻板試件的試驗(yàn)跨度(保持原板厚度不變)，并將節(jié)點(diǎn)位置設(shè)在試件的中央；為防止螺桿墊片在局部荷載作用下產(chǎn)生大的平面外變形，采用多個(gè)墊片重疊，以增加墊片的剛度；為防止螺母與螺桿之間的受力滑絲，在直螺桿的上部和底部分別用2個(gè)螺母重疊緊固。

1.2測(cè)量方案

通過(guò)圖3中百分表1和百分表2測(cè)量節(jié)點(diǎn)處、墊片處的下陷位移，采用壓力傳感器測(cè)量破壞荷載。

圖3測(cè)量示意圖Fig.3Measurement Schematic Diagram

1.3試件設(shè)計(jì)

1.3.1 試件設(shè)計(jì)制作

圖4抗剪短鋼筋Fig.4Shear Resistance Short Reinforcement

墻板試件及配筋如圖4、5所示，試件A～F除了節(jié)點(diǎn)附近橫向鋼筋數(shù)量和間距不同外，其余相同。墻板的縱筋對(duì)稱配置，單面為4φ8；為增強(qiáng)墻板的抗剪承載力，防止先行發(fā)生剪切破壞，在上下鋼筋網(wǎng)兩側(cè)(板側(cè))布置沿板厚方向的抗剪短筋φ5@200，起到類似箍筋的作用；板的端部及跨中布置橫向構(gòu)造鋼筋，其中節(jié)點(diǎn)四周布置上下各2根或3根；另在節(jié)點(diǎn)四周布置4根沿板厚方向的抗沖切短筋。所有鋼 筋的交叉點(diǎn)均點(diǎn)焊。試件分組情況見表1，除D組外，其他每組均有2個(gè)參數(shù)相同的試件。

圖5試件配筋(單位:mm)Fig.5Reinforcement of Specimen (Unit:mm)

表1試件分組Table 1Grouping of Specimens

1.3.2 材料強(qiáng)度

試件的實(shí)測(cè)抗壓強(qiáng)度為3.02 MPa，密度為579 kg·m-3；縱筋及橫向鋼筋的實(shí)測(cè)抗拉屈服強(qiáng)度為486 MPa，極限強(qiáng)度為638 MPa。

2試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1試驗(yàn)現(xiàn)象

各試件的試驗(yàn)現(xiàn)象相似。當(dāng)加載到開裂荷載時(shí)，試件板頂(圖2加載位置)沿著節(jié)點(diǎn)周圍一圈開裂，在繼續(xù)加載的過(guò)程中，對(duì)于節(jié)點(diǎn)處橫向鋼筋較為稀疏的試件，可以明顯看到一個(gè)沖切破壞錐體從板內(nèi)逐漸向上提升，見圖6(a)；此后繼續(xù)向上提升的過(guò)程中，整個(gè)破壞錐體沿著節(jié)點(diǎn)斷裂成幾個(gè)部分，見圖6(b)；對(duì)于節(jié)點(diǎn)處橫向鋼筋較為密集的試件，沖切錐體受到密集鋼筋網(wǎng)的阻擋，在該區(qū)域內(nèi)破裂成多個(gè)塊體，見圖6(c)；C組試件的節(jié)點(diǎn)區(qū)設(shè)置了上下各3根橫向鋼筋，墊片在隨螺桿向拉力方向刮犁式移動(dòng)的過(guò)程中，墊片移動(dòng)路線逐漸偏移，見圖6(d)，可看到墊片刮行的痕跡并非豎直，受到下部橫向鋼筋阻擋的一側(cè)蒸壓加氣混凝土并未發(fā)生明顯破壞。

圖6試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.6Test Phenomenon

2.2荷載-位移曲線

各試件荷載-位移曲線如圖7所示?？梢钥闯觯陂_始階段，荷載與節(jié)點(diǎn)下陷位移基本呈現(xiàn)線性關(guān)系，開裂后剛度下降，曲線出現(xiàn)明顯轉(zhuǎn)折，下陷位移增長(zhǎng)速度加快。

圖7荷載-位移曲線Fig.7Load-displacement Curves

2.3抗沖切承載力

表2為各試件的實(shí)測(cè)抗沖切承載力。將試件 A、B、C進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)隨著橫向鋼筋數(shù)量的增加，節(jié)點(diǎn)承載力將得到提升。將試件B、D進(jìn)行對(duì)比，可以看出增加ALC墻板的厚度可以明顯增強(qiáng)節(jié)點(diǎn)的極限沖切承載能力。隨著板厚度的增加，整個(gè)沖切錐體的體積變大，因而提高了沖切荷載。將試件B、G進(jìn)行對(duì)比可知抗沖切短筋能夠增加沖切承載力，顯然穿過(guò)沖切面的抗沖切短鋼筋直接參與了抵抗沖切錐體的形成，從而增大了抗沖切承載力。

表2抗沖切承載力實(shí)測(cè)值Table 2Measured Values of Punching Shear Capacity

2.4沖切破壞角

節(jié)點(diǎn)破壞是沿著墊片四周按一定角度θ發(fā)生的沖切破壞，如圖8所示。測(cè)量沖切破壞錐體底面水平長(zhǎng)度x與豎直方向的高度y，通過(guò)公式(1)可以求得沖切破壞角度。表3列出了沿板長(zhǎng)方向(圖8中1、3方向)和板寬方向(2、4方向)的沖切破壞角度。板長(zhǎng)度方向的沖切破壞角在67.23°～71.07°之間變化，平均值為69.35°；板寬度方向的沖切角在61.67°～68.42°之間變化，平均值為64.89°；長(zhǎng)度方向的沖切角略大于板寬方向，總體較為對(duì)稱。

(1)

圖8沖切角測(cè)量示意圖(單位:mm)Fig.8Schematic Diagram of Punching Angle Measurement (Unit:mm)

2.5與相關(guān)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

顧樂(lè)樂(lè)在文獻(xiàn)[19]中對(duì)鉤頭螺栓連接節(jié)點(diǎn)進(jìn)行了類似試驗(yàn)。ALC墻板試件通過(guò)兩端連接件與支座懸吊連接，采用四分點(diǎn)加載。如圖9(a)所示，150 mm厚墻板試件破壞時(shí)，連接墊片處ALC受到擠壓，最后整個(gè)節(jié)點(diǎn)沿著近似圓錐曲面被拔出，整個(gè)節(jié)點(diǎn)處上層鋼筋網(wǎng)變形嚴(yán)重，呈現(xiàn)拱起的狀態(tài)，與本文試驗(yàn)現(xiàn)象相似，但本文試件破壞時(shí)鋼筋網(wǎng)的變形并不明顯，這是因?yàn)楸疚脑嚰纳舷聦愉摻罹W(wǎng)通過(guò)抗剪短鋼筋進(jìn)行了連接，鋼筋網(wǎng)的整體性得到增強(qiáng)，且本文縱筋直徑為8 mm，較文獻(xiàn)[17]的5.5 mm鋼筋的抗彎剛度大。

表3實(shí)測(cè)沖切破壞角Table 3Measured Punching Failure Angle

如圖9(b)所示，200 mm厚墻板試件發(fā)生鉤頭螺栓彎角處拉斷，表明節(jié)點(diǎn)的抗沖切承載力大于鉤頭螺栓的承載力。由于本文試驗(yàn)使用了直桿螺栓代替鉤頭螺栓，避免了此種破壞。

圖9文獻(xiàn)[19]試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.9Experiment Phenomenon of Literature [19]

3有限元模擬

3.1單元選取與參數(shù)設(shè)置

圖10ALC本構(gòu)關(guān)系Fig.10Constitutive Relation of ALC

ALC的受壓本構(gòu)關(guān)系參考文獻(xiàn)[20]，具體見圖10(a)，其中σc為ALC的壓應(yīng)變?chǔ)與時(shí)的壓應(yīng)力，fc為ALC的軸心抗壓強(qiáng)度，ε0為ALC的壓應(yīng)力達(dá)到fc時(shí)的壓、應(yīng)變。ALC受拉本構(gòu)關(guān)系根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》選取，見圖10(b)，其中σt為拉應(yīng)變?chǔ)舤時(shí)對(duì)應(yīng)的ALC的拉應(yīng)力，ft為ALC受拉時(shí)對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)力，εt,r為拉應(yīng)力達(dá)到ft時(shí)對(duì)應(yīng)ALC的拉應(yīng)變。ALC采用三維實(shí)體C3D8R線性減縮積分單元，鋼筋采用空間二節(jié)點(diǎn)直線桁架單元T3D2。

3.2模擬分析

圖11試件B荷載-位移曲線對(duì)比Fig.11Comparison of Load-displacement Curves of Specimen B

以試件B、G為例進(jìn)行模擬。圖11為試件B的荷載-位移曲線對(duì)比。由圖11可以發(fā)現(xiàn)：在荷載6 kN之前試驗(yàn)曲線與模擬曲線基本重合，之后兩者差距逐漸加大，由于破壞的脆性，試驗(yàn)未測(cè)試到曲線下降段，而模擬曲線可部分反映；試驗(yàn)峰值荷載為13 kN，模擬峰值荷載為14.5 kN，兩者相差1.5 kN。圖12為試件G的荷載-位移曲線對(duì)比。由圖12可知，在荷載9 kN前，試驗(yàn)值和模擬值相近，其后兩者差距逐漸加大，試驗(yàn)峰值荷載為17 kN，而模擬的峰值荷載為16.7 kN，兩者僅相差0.3 kN。試件B、G的模擬峰值荷載都較試驗(yàn)值提前，表明模擬所選取的ALC本構(gòu)關(guān)系還需改進(jìn)。

圖12試件G荷載-位移曲線對(duì)比Fig.12Comparison of Load-displacement Curves of Specimen G

本試驗(yàn)為了獲得完整的沖切破壞錐體，試驗(yàn)節(jié)點(diǎn)部位設(shè)置在墻板試件的正中間。而實(shí)際工程中連接節(jié)點(diǎn)一般設(shè)置在板端，在此情況下可能無(wú)法形成完整的沖切破壞錐體，但本節(jié)建立的模型仍可以進(jìn)行類似模擬分析。

模擬的板端節(jié)點(diǎn)位置距離板端100 mm，圖13為板端節(jié)點(diǎn)與跨中節(jié)點(diǎn)的荷載-位移曲線對(duì)比。由圖13可見：板端節(jié)點(diǎn)相對(duì)于跨中節(jié)點(diǎn)較早地進(jìn)入了下降段；板端節(jié)點(diǎn)的峰值荷載為10.6 kN，跨中節(jié)點(diǎn)為14.5 kN，前者大約為后者的73%?？梢哉J(rèn)為隨著節(jié)點(diǎn)位置與板端距離的增加，沖切錐體體積及周長(zhǎng)將會(huì)增大，從而提升沖切峰值荷載。

圖13不同節(jié)點(diǎn)位置荷載-位移曲線對(duì)比Fig.13Comparison of Load-displacement Curves at Different Joints

3.3節(jié)點(diǎn)平面外承載力評(píng)價(jià)

根據(jù)工程實(shí)際應(yīng)用情況，以下節(jié)點(diǎn)承載力評(píng)價(jià)以板端節(jié)點(diǎn)為對(duì)象。

節(jié)點(diǎn)承載力評(píng)價(jià)以實(shí)際承載力與承載力設(shè)計(jì)值的比值作為指標(biāo)?！墩魤狠p質(zhì)加氣混凝土板(NALC)構(gòu)造詳圖》第4.2.2.2條規(guī)定：外墻板在風(fēng)荷載作用下節(jié)點(diǎn)強(qiáng)度應(yīng)滿足節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)承載力指標(biāo)K≥2，本文取K=2.1。由第3.2節(jié)的有限元模擬分析可知，板端節(jié)點(diǎn)承載力大約為跨中節(jié)點(diǎn)的73%。根據(jù)跨中節(jié)點(diǎn)的試驗(yàn)結(jié)果可換算得到板端節(jié)點(diǎn)承載力，再求得其設(shè)計(jì)承載力。求得的各對(duì)應(yīng)試驗(yàn)類型的板端節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)承載力如表4所示。

表4板端節(jié)點(diǎn)承載力Table 4Bearing Capacity of Plate End Joints

4結(jié)語(yǔ)

(1)鉤頭螺栓連接的ALC墻板，在其平面外的風(fēng)荷載或地震作用下，通過(guò)螺栓墊片向墻板連接區(qū)域傳遞沖切荷載，最終形成墻板的沖切破壞。

(2)墻板節(jié)點(diǎn)的抗沖切承載力隨著節(jié)點(diǎn)區(qū)域橫向鋼筋數(shù)量的增加而增大；橫向鋼筋間距在100～300 mm之間時(shí)，間距增大將減小抗沖切承載力；墻板厚度增加可明顯提高抗沖切承載力；配置抗沖切短鋼筋是提高抗沖切承載力的有效方式。

(3)本文設(shè)計(jì)的試驗(yàn)方法符合鉤頭螺栓連接的受力特點(diǎn)，通過(guò)跨中節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)與有限元模擬相結(jié)合，得到端部節(jié)點(diǎn)的抗沖切承載力。