第48卷第7期 建筑结构 Vol. 48 No. 7 2018年4月上 Building Structure Apr. 2018 预制夹芯墙体中新型复合式连接件受力性能 试验研究” 翟希梅，王雪明 （1哈尔滨工业大学土木工程学院，哈尔滨150090;2总参工程兵第四设计研究院，北京100039） [摘要]为使预制混凝土夹芯体的内叶与外叶之间通过连接件具有良好的整体工作性能针对新型复合式连接 件对其抗拉、抗剪性能开展试验研究通过15个抗拉试验和12个剪切试验获得了该连接件的抗拉及抗剪能力、 破坏过程与现象分析了墙体中分布钢筋与连接件位置关系及混凝土强度等级对连接件抗拉性能及剪切性能的影 响.
结果表明：复合式连接件的受拉破坏形式为混凝土的锥形体破坏而剪切试验呈现连接件穿心钢筋的弯剪破 坏：复合式连接件的抗拉承载力及抗剪承载力与实际工程中连接件所受的拉力及剪力实测值相比，具有较大的安 全储备可在实际工程中应用推广：墙体内分布钢筋与连接件的位置关系对极限承载力大小及破坏现象基本没有 影响但外叶墙中的钢筋网片以及十字形钢筋能够延缓连接件的拔出过程：混凝土强度对连接件的抗拉承载力有 显著影响而对抗剪承载力无影响：最后基于试验现象及分析提出了新型复合式连接件抗拉承载力计算方法.
[关键词]预制混凝土：夹芯墙：复合式连接件；受力性能 中图分类号：TU375文献标识码：A文章编号：1002-848X（2018)07-0073-06 Experimental study on mechanical performance of posite connector for prefabricated concrete sandwich panels Zhai Ximei? Wang Xueming1 2 (1 School of Civil Engineering Harbin Istiute of Technology Harbin 150090o China; 2 4° Engineer Design & Research Institute of General Staff Bejing 100039 China) Abstract: In one to stdy the copeative wrk etween iner panel and oter panl for prefaricate cnree sandich panels the mechaical pfme inling teile pefome ad sea pfmce of a nw cte ceto was investigated thrgh the esperiment of 15 tensile specimens and 12 shear specimens. The connecdor's tensile capacity and shear cacity te tnle an shear flre ps f allseis wee obai.Mr th eri gaind efet nle n mechanical perfomance of the psite coector frm concrete strength and positional relation of the connector and distribtion reinfoeeen. The results fm tests and analsis show that te psite connetor provides an enough safety reseve for its application in peactical engineering. The tensile failre mdel is cone body dmage of cnree and the shear failure model is bending shear failure of the connector’'s reinfoecing steel har both of which are britle. The relative position of the coneelor and distribution reinforoement has no infuence on the unltimate bear capacity but can delay the coner pulling ot frm the outer panel.The tensile strength s signifigently effected by conerete strength which has no mpact on the sher strength. Finally the appach of calelating enile bearing apaeity fr psite conector is proposed based on experimental phenomena and analysis. Keywords. prefabricated cocrete sandwich wall panel; posite connecor mechanical perfoemance 0概述 外叶墙体所受的风荷载或地震作用并保证内叶、外 预制装配式混凝土结构相比传统现浇结构施工叶墙体的协同工作.
过程具有节水节电、减少施工垃圾、节约能源、缩短 目前应用于预制混凝土夹芯墙体中的连接件 施工周期等一系列优点是今后建筑住宅市场发展 主要有普通钢筋连接件、金属合金连接件、FRP连接 的必然趋势.
而预制混凝土夹芯墙体是装配式 件以及复合式连接件四种.
普通钢筋连接件价格低 混凝土结构的重要部品之一，它由内叶、外叶、两者 廉但易腐蚀、导热系数大，在墙体中会形成热桥.
之间的保温层以及连接件共同构成.
其中连接件 因此近年国内外关于连接件的研究主要集中在 是保证墙体内叶、外叶协同工作的重要部件从受力 FRP连接件和非金属连接件，且对其力学性能进行 角度讲其主要作用包括：保证外叶墙体在竖向荷载 作用下的稳定性防止其失稳；传递夹芯墙体内叶、 国家重点研发计划（2016YF00701502）.
外叶之间的层间剪切力、协调两者变形；承受并传递 作者简介：翟希梅博士教授博士生导师Emilxmzhi hiL.eu.
74 建筑结构 2018年 了试验研究工作[3上述文献表明：尽管FRP连接 中央外叶网格中央；2）内叶交叉点外叶交叉 件具有较高的抗剪、抗震性能且连接件属于非延性 点.
此外还考察了混凝土强度等级对连接件受力 破坏但存在造价高、施工复杂、锚固能力相对较差 性能的影响，设计混凝土强度等级分为C30，C40 等缺点.
两种， 本文研究的新型复合式连接件由钢筋及外裹尼 各试件设计详图如图23所示试件编号如表 龙组成成本低、耐久性好、与混凝土粘结性好因 12所示.
试件编号说明：T代表受拉S代表剪切： 此对其展开抗拉性能和剪切性能的试验与研究探 1代表内叶E代表外叶；A代表连接件位于分布钢 讨复合式连接件与预制混凝土夹芯墙体间的抗拉与 筋网格中央B代表连接件位于分布钢筋交叉点处： 抗剪承载能力与破坏形态将有助于该新型连接件在 数字30（40）代表设计混凝土强度等级.
本文外叶 实际工程中推广与应用. 墙体中钢筋网采用64@200，内叶墙体中钢筋网采 1抗拉试件及剪切试件设计 国中理段5 国中理设5 1.1复合式连接件 复合式连接件构造及尺寸如图1所示.
根据在 夹芯墙体中位置的不同，该连接件分为三部分： 70mm带尼龙凹槽部分埋入内叶墙体中：中部80mm TIAEA-30 TIBEB-30 TIAEB-30(40) TIBEA-30 （或100mm此部分长度可以根据保温层的厚度调 整）钢筋外裹尼龙位于保温层中：30mm长的10钢 筋埋入外叶墙体中，并在末端处焊接有两根正交的 长为250mm的6钢筋-连接件三部分由中心Φ10 光圆钢筋穿心形成一个整体且位于内叶墙体中的 尼龙外表面及10钢筋表面分别带有凹槽和螺纹， 以增加混凝土、尼龙与钢筋间的粘结力与摩擦力保 证三者之间的共同工作， 2-2 28 图2抗拉性能试验试件设计详图 心线理设重型民装件 重心统理设重型品装件 2590 SIAEA-30(40) SIBEB-30(40) (a)连接件尺寸详图 (b)连接件期片 图1复合式连接件 1.2试件设计 为了解新型复合式连接件的受力性能，本文 共设计了两种类型的试验：抗拉性能试验和剪切 性能试验.
同时为获得连接件与墙体中分布钢筋 位置关系对其工作性能的影响规律，考虑了连接 件位于分布钢筋形成的网格正中央和连接件位于 分布钢筋交叉点两种情形、因此根据连接件10 穿心钢筋两端在内叶、外叶墙体中与分布钢筋网 片的位置关系抗拉性能试验分为四种类型，即： 1）内叶网格中央外叶网格中央；2）内叶网格中 央外叶交叉点；3）内叶交叉点外叶网格中央； 4）内叶交叉点外叶交叉点.
剪切性能试验分为 2-2 4-4 两种类型即连接件两端分别理置于：1）内叶网格 图3剪切性能试验试件设计详图
第48卷第7期 瞿希梅等.预制夹芯墙体中新型复合式连接件受力性能试验研究 75 用生12@200.实际预制混凝土夹芯保温墙体的内 叶、外叶厚度一般为20050mm抗拉试件的外叶墙 加我架 厚度为方便施工考虑也取200mm，但连接件锚入外 叶的尺寸仍按实际工程情况取为30mm.
控披仪 2试验量测系统及加载装置 2.1应变片和位移计的布置 在抗拉性能试验中，为了解连接件穿心钢筋全 -试件 过程的受力情况将连接件穿心钢筋在夹芯墙体中 间保温层范围内的外部尼龙包裹剥掉在此处粘贴 两个对称的应变片，并做好防水处理，在抗拉性能 试验和剪切性能试验中，加载端均设置了量程为 50mm的机械式百分表，以便测量试件的变形、另 加载装置 加载图片 外在抗拉性能试验的固定端还设置了10mm量程的 图5剪切试验加载示意图及照片 电子式百分表，以便记录试件加载过程中产生的试 随时观察混凝土及连接件的试验现象.
试件承 件整体刚性位移.
载力结果及破坏现象如表1所示部分受拉试件的 2.2加载装置 破坏照片如图6所示.
本文设计制作了相应的抗拉及剪力加载装置， 由表1和图6可知：设计混凝土强度等级为 并采用ISS型锚杆抗拉仪进行加载.
如图4所示， C40（立方体抗压强度实测平均值为35.4MPa）试件 通过传力套杆装置对墙体的内叶、外叶施加拉力.
的极限承载力均明显高于混凝土强度等级为C30 而剪切试验是通过对外叶墙顶施加竖向荷载方式实 （立方体抗压强度实测平均值为30.1MPa）试件.
现如图5所示.
试件的破坏类型包括：十字形钢筋使外叶处混凝土 拉拨仪 试件 加获架 剥离、带有尼龙头钢筋从内叶拔出两种情况均造成 混凝土锥形体破坏，整个试验过程中尼龙与穿心 钢筋部分保持很好的粘结性能未出现穿心钢筋从 尼龙中拔出的连接件设计构造缺陷情况.
销具- 抗拉性能试验承载力结果及破坏现象 表1 加载装置示意 试件 抗拉承载力 编号 试验值均值 计算值 破坏现象 /kN /kN /kN TIAEA-30-1 11.0 N= 16.8 1=v 外叶湿凝土锥体破坏 外叶混凝土锥体破坏 TIAEA-30-2 11.2 12. 1 TIAEA-30-3 14.2 N; =16.8 外叶混凝土锥体破坏 TIAEB-30-4 17.2 N=16.8 N =33.1 外叶混凝土锥体破坏 TIAEB-30-2 18.1 17.1 外叶混凝土锥体碳坏 TIAEB-30-3 16.1 N =16.8 外叶混凝土锥体破坏 TIBEA-30- 13.9 N=16.8 外叶混凝土锥体碳坏 加载图片 TIBEA-0-2 18.0 16.0 N=33.1 N =16.8 外叶混凝土锥体碳坏 TIBEA-30-3 16.1 外叶混凝土锥体碳坏 图4抗拉试验加载装置示意图及照片 038 11.7 N=16.8 N=33.1 外叶混凝土锥体碳坏 TIBEB-30-2 24.0 17.8 N-16.8外叶混凝土错体破坏 外叶混凝土锥体破坏 试验过程、结果与分析 TIBEB-30-3 17.6 3.1抗拉性能试验 30.0 N=18.4 外叶混凝土锥体破坏 试验开始前先进行预加载预加拉力大约为极 TIAEB-40-2 20.0 27.3 N =36.2 N =18.4 内叶钢筋拔出 TIAEB-40-3 32.0 内叶钢筋拔出 限承载力的20%以确保试验各仪器处于正常工作 注：NN分别为连接件从内叶、外叶墙体拔出时的承载力计算 状态.
正式试验过程中先采用力控制加载，每级加 值：N为连接件的抗控承载力计算值，见式（1).
载2kN达到极限承载力后进行位移控制加载每级 试验过程中记载了穿心钢筋的荷载应变曲线 加载2mm，直到连接件完全失效.
每级加载结束 和试件的荷载-位移曲线如图78所示.
从图7可 后迅速记录本次加载对应的力、应变以及位移并 以看出荷载-应变曲线基本呈直线，这表明连接件
76 建筑结构 2018年 3.2剪切性能试验 剪切试验开始后，先按力控制加载，每级5kN， 当快要达到承载力极限时降低为2.5kN，荷载下降 后按位移控制加载每级2mm直到试验结束，试验 承载力结果如表2所示部分试件的最终破坏照片 如图9所示.
从表2可以看出，单个连接件的均值 (a)TIAEA-30-2推体破坏 (b) TIAEB-30-1锥体破坏 承载力为15.5-18.8kN混凝土强度等级的提高对 极限承载力无影响连接件的破坏形态分为由于连 接件弯剪屈服形成的内叶、外叶墙体错动和连接件 被剪断形成的内叶、外叶墙体脱离两种.
试验过程中记录了加载端的位移得到各试件 (c)TIBEA-30-1维体破坏 (d) TIBEB-30-2维体破坏 16 12 TIAEA-30-1 3 TIAEA-30-2 TIAEA-30-3 TIAEA-30-1 TIAEA-30-3 2345 应变（×10²） 6 0 5101520253035404550 560 (x) TIAEA-30 (a)TIAEA-30 位移/mm (c)TIAEB-40-3内叶钢拔出破坏 29 TIAEB-30-1 图6抗拉性能试验部分试件破坏照片 →TIAEB-36-2 TIAEB-30-3 穿心钢筋在试验过程中基本处于弹性状态.
由图8 TIAEB-30-2 TIAEB-30-1 可以知道，当拉力达到最大值后，荷载突降，且位移 24 6 310 12 迅速增大这表明：试件破坏时均属于脆性破坏.
外 应变（×10²p） 0 51015 22530 354045 5055 (b)TIAEB-30 移mm 叶墙体发生破坏的试件在荷载达到极限后，因外叶 20 (b)TIAE-30 墙体钢筋网片以及十字形钢筋能够延缓连接件十字 16 20 = TIBEA-30-1 形的拔出过程，仍能够承担一定的荷载（试件 2 TIBEA-36-3 *TIBEA-30-2 TIAEB-40-2TIAEB-40-3除外）：而破坏发生于内叶 TIBEA-30-1 TIBEA-30-3 墙体时是带有尼龙头钢筋直接从内叶拔出因此荷 载达到最大值后，直接突降为0，连接件失去作用， 泉变(×30° μ) 4 6 8 10 0 5 1015 2025 30 35 4045 30 (c) TIBEA-30 位移mm 见图 8(e) 中试件 TIAEB-40-2 TIAEB-40-3.
28 (c) TIBEA-38 笔者前期单侧抗拉试验研究成果表明：相同 24 24 20 29| TIBEB-30-1 混凝土强度等级下：连接件在内叶墙体的承载力均 TBEB-36-3 2-00-838- 高于在外叶墙体的承载力即试件的破坏均应该发 TIBEB-30-1 生在外叶墙体处，试验结果证实了上述情况，即除 TIBEB-30-3 TIBEB-30-2 TIAEB-40-2及TIAEB-40-3两个试件呈现内叶墙体 1 4 6 81012 1416 1820 0 510152025 30354045505560 应变（×1²) (d)TIBEB-39 仓据/mm 处的钢筋连同尼龙头拔出（破坏直径范围较小的混 (d) TIBEB-30 凝土锥体破坏）其他的破坏皆发生在外叶墙体处， 35 →TIAEB-40-1 TIAEB-00-1 30| TIAEB-40-3 *TIAEB-40- 为混凝土的锥体破坏现象.
分析原因为：上述两个 设计混凝土强度等级为C40试件制作浇筑时连接 件的实际埋深与设计方案有误差，导致内叶墙体部 位的承载力低于外叶墙体部位的承载力.试验结束 4 2 4 6 8 1012141618 20 后对连接件的埋深进行了测量，内叶墙体处的钢筋 应(×10²μr) V () VL (0) 仅移/mm 埋置深度小于设计深度5mm而外叶墙体的钢筋埋 图7抗拉性能试验 图8抗拉性能试验 置深度大于设计深度约5mm验证了上述原因.
试件荷载-应变曲线 试件荷载-位移曲线
第48卷第7期 瞿希梅等.预制夹芯墙体中新型复合式连接件受力性能试验研究 77 的全过程荷载-位移曲线如图10所示，从图10中 可以看出加载前期，曲线基本呈直线，当荷载接近 60 15 极限承载力时曲线斜率快速降低达到极限承载力 3 后荷载迅速下降到最大值的70%-80%，试件仍 -SIAEA-30-1 SIAEA-30-2 SIAEA-40-2 ′ -SIAEA-40-1 有一定的承载能力，这是因为：荷载达到最大值时， 15 SIAEA-30-3 SIAEA-40-3 1216 位称/m 位移m 20 并不是四个连接件同时破坏，而是其中的某一个失 去承载能力其余的三个仍然处于工作状态因此， (a) SIAEA-30 (b)SIAEA-) 100 75 试验获得的连接件抗剪承载力实际上是剪切试件中 四个连接件的平均受力水平， 剪切性能试验承载力结果及破坏现象 SIBEB-30- SIBEB-40-2 SIBEB-40-1 表2 SIBEB-30-2 抗剪承载力 SIBEB-30-3 SIBEB-40-3 单个连接件单个连接件 位移/mm 20 8121620 试件编号 总承线 承戟力 承载力均值 破坏现象 位移mm /kN /kN KN (c) SIBEB-30 (d) SIBEB40 SIAEA-30-1 70. 4 17.6 内叶、外叶墙体脱离 图10双侧剪切试件荷载-位移曲线 SIAEA-30-2 72. 4 18. 1 18.7 内叶、外叶墙体脱离 SIAEA-30-3 81. 1 20. 3 内叶、外叶墙体错动 筋长度）.
按照图11的计算简图，同时，结合预制 SIBEB-30-4 66. 4 16.6 内叶、外叶墙体错动 混凝土夹芯墙体中连接件穿心钢筋可能存在受拉屈 SIBEB-30-2 85. 7 21.4 18.8 内叶、外叶墙体错动 SIBEB-30-3 74. 0 18.5 内叶外叶墙体错动 服甚至拉断的情况本文提出复合式连接件的抗拉 SIAEA-40- 74. 4 18.6 内叶、外叶墙体脱离 承载力计算公式如式（1）所示.
SIAEA-40-2 70. 0 17.5 17.6 内叶外叶墙体错动 内叶、外叶墙休错动 N =f π(d 2hcota)² SIAEA-40-3 67.3 16.8 SIBEB-40- 58. 0 14.5 内叶外叶墙体错动 4 SIBEB-40-2 56. 7 14. 2 15.5 内叶、外叶墙体脱离 N = min N =f m（1 2hcotα）² SIBEB-40-3 70. 7 17.7 内叶、外叶墙体错动 4 SA. 式中：N，N分别为连接件从内叶、外叶墙体拔出时 的承载力计算值N：f为混凝土抗拉强度MPah， h分别为连接件在内叶、外叶墙体的有效埋置深 度m;α:α:分别为内叶、外叶混凝土锥形体破坏 拔出角度取45°：f为连接件穿心钢筋抗拉强度， 20-3IS (P) 20V3VIS () 0-38S (q) MPa;A.为连接件穿心钢筋面积mm². (a) SIAEA-30-1 图9双侧剪切试件最终破坏状态 4 复合式连接件抗拉承载力计算方法 国外学者Eligenhausen指出锚入混凝土中 tt 的钢筋在拉力作用下混凝土发生锥体破坏和本文 内叶墙体 外叶墙体 的试验现象吻合并指出钢筋抗拉承载力应等于锥 ()内叶增体计算简图 (b）外叶墙体计算简图 形体水平投影面积上的混凝土拉力总和.
基于上述 图11锥形体破坏计算简图 文献结果并根据本文复合式连接件的构造形式、抗 由于连接件同时埋设在内叶墙体与外叶墙体 拉试验中呈现的混凝土锥体破坏现象内叶、外叶墙 中因此其连接件抗拉承载力应取内叶和外叶中抗 体中埋置深度本文提出如图11所示的简化模型.
拉承载力、穿心钢筋屈服承载力三者的较小值.
按 图11简化模型中的阴影范围表示拔出破坏时的混 上述公式获得的连接件抗拉承载力结果如表1所 凝土锥形体其中内叶墙体处锥形体的底面直径d 示.
从表1中可以看出抗拉性能试件的理论承载 为尼龙头外径：而外叶墙体处锥形体的底面直径1 力与试验结果较接近，其误差原因分析如下：1）试 为十字形钢筋对混凝土的有效影响长度（单位为 件浇筑时连接件在墙体中的理深与设计值有差别； mm）根据对试验结果的实测取1/8（/为十字形钢 2）连接件十字形的存在，使得外叶墙体中的拔出破
