组合剪力墙（共8篇）
组合剪力墙 篇1
1 工程概况
福州东方名城天鹅堡工程，位于马尾快安开发区内。一期工程由72#、73#、75#、76#、78#、79#楼6幢32层和85#楼1幢38层高层建筑加连接体及地下室组成，二期工程由81#、82#、86#、87#楼4幢32层和38层高层建筑加连接体及地下室组成，建筑总高度108.9m，主要功能为住宅及商业。工程为现浇钢筋混凝土剪力墙结构体系，总建筑面积为270208m2，模板面积达到94.6万m2，模板定额造价约1亿。
剪力墙模板引进日本施工技术，采用定型组合木模板施工，混凝土质量达到准清水混凝土效果，加快了施工进度，减少了劳动力的投入，具有较好的经济效益和社会效益。
2 工程特点难点
(1)定型组合木模板材质强度、刚度和整体性比其他木模板体系更有保障，能确保混凝土浇筑过程中模板体系变形控制在1～5mm范围内。
(2)定型组合木模板采用局部整体工具式拼装，标准化施工安装过程中受工人素质等人为因素的影响更小，对于混凝土边角以及细部结构施工更精细，模板拼接严密，有利于工程质量的提高。
(3)相关配件安装采用整体定型式，牢固耐用，其安装比其他模板配件安装更能满足施工安全技术要求。
(4)定型组合木模板通用性强，构造简单，制作方便，易于装拆，更能满足标准化施工的要求。
3 工艺原理
定型组合木模板是采用定型化组合设计和现场工业化加工制作而成的一种工具式定型组合模板。单块定型模板采用普通固定规格600mm×2400mm。施工时以人工搬运为主，配以少量的机械吊装。利用工业化建筑施工的原理，以建筑物的开间、进深、层高的标准化为基础，以胶合面板模板和方木条为主要施工材料，以现浇钢筋混凝土墙体为主导工序，组织有节奏的均衡施工。
4 施工工艺流程及操作要点
4.1 施工工艺流程（见图1)
4.2 操作要点
4.2.1 模板设计及配置
模板配置应针对不同的结构部位设计不同规格的定型模板，并在满足人工搬运的前提下，尽量设计成大块模板以减少拼缝更好地实现清水墙效果。材料选用必须经过计算满足《建筑施工模板安全技术规范》JGJ162-2008要求。一般面板采用12mm胶合板，横肋与竖肋(次楞)均采用(30mm×60mm)木方楞，横肋两条分别置于胶合面板的上下两端，竖肋(次楞)横向间距200mm并与横肋相抵住，横竖肋木方楞与胶合面板采用螺钉牢固组成定型模板结构(如图2)。
4.2.2 测量放线
弹好柱墙身位置线及支模控制线，支模控制线离墙边线距离500mm。弹好门窗洞口位置线，测量并画出标高线。
4.2.3 安装准备
(1)墙身钢筋绑扎完毕，钢筋保护层垫块已安置到位，安装预埋管线、接线盒、电箱，并通过各分项工程的隐检工作。
(2)为防止楼面不平而导致墙模底部漏浆“烂根”，在模板底部支撑楼面贴海绵条，沿墙根钉木方条进行找平。同层找平标高偏差控制在±5mm以内。
(3)定型模板表面保持清洁干净并均匀涂刷脱模剂。
4.2.4 定型组合木模板安装
(1)组合模板安装原则：通常按照“先横墙，后纵墙”;“先外墙，后内墙”;“先小板块模，后大板块模，大板块模压住小板块模”的三项要领进行安装作业。
(2)外墙三角架及模板安装。
(1)为解决外墙楼层过渡错台弊端，将外模下口伸至下层墙顶以下20cm。
(2)用下层剪力墙体上的穿墙螺栓孔洞将螺栓固定于墙上，再将三角形固定架与螺栓连接，调整至水平位置后，用外侧螺母旋紧螺栓使三角架牢固附于墙上(见图3)。
(3)三角架安装过程在外墙外侧进行，应严格遵守安全操作规程作业。安装完毕后，应由专职人员进行复检，以确保三角架支撑牢固可靠。
(4)利用人工或塔吊把外墙组合模板架设在附墙三角架上，并做好临时固定。待内侧墙模立好后用穿墙螺栓与其定位加固。
(5)钢筋骨架的另侧在架立在墙体模板，立好后用穿墙螺栓与已立好的原有一侧墙模定位加固。
(3)安装阴阳角结构组合模板。结构阳角部位采用铁锁链连接主楞方钢管，以确保主楞加固牢靠。阴角部位将一侧主楞方钢管伸至转角处另一侧模板面，以确保阴角位置不变形。如图4所示。
(4)内墙组合模板就位。
(1)为了防止漏浆，在模板下口与地面接触面粘贴6cm宽的海绵条，再进行墙模底座6cm的木放条安装找平。
(2)利用人工或塔吊把内墙一侧组合模板架立在墙体钢筋骨架的一侧，并做好临时固定。
(3)钢筋骨架的另侧在架立在墙体模板，立好后用穿墙螺栓与已立好的原有一侧墙模定位加固。
(4)为解决楼层孔洞边墙体过渡错台弊端，将孔洞边一侧模下口伸至下层墙顶以下20cm。
(5)穿墙螺栓安装及加固。
(1)定型组合模板加固的水平外背楞(主楞)采用双拼60mm×60mm方钢管，穿墙螺栓从两根方钢管中间穿过，通过插销式锁扣与螺栓牢固连接，从而锁紧墙模。穿墙螺栓竖向间距为600mm，混凝土浇筑侧压力通过板面结构传给横向主楞，由穿墙螺栓约束内外板面结构受力，以保证模板的强度和刚度。如图5所示。
(2)穿墙对拉螺栓墙内部分采用12mm圆钢螺杆与扩大头螺母连接，以限位内侧墙身定型模板的净截面尺寸，再通过定型板外侧螺母锁具与扩大头连接，形成整体定位。主楞加固采用插销式锁具与螺母锁具连接以达到紧固墙体定型模板的作用。采用穿墙螺杆拆模时外侧一端螺母旋出，拆出螺杆，螺杆可以循环使用。如图6所示。
(3)拆模后螺杆孔排列整齐，但数量较多，容易引起渗漏，可采用收缩率小、防水效果好的氯丁砂浆分两次进行修补，能够取得满意效果。
(6)模板位置校正、垂直度调整。根据吊线锤方法吊磁力线坠挂铅垂线，量测模板上、下口控制线距离，调整模板垂直度。
(7)模板固定：定型墙模采用吊线锤校正垂直后，用碳钢钢管顶住背楞固定于地面。如图7所示。
4.2.5 电梯井及楼梯模板安装
(1)电梯间模板采用单边整体装配式定型大模，由外墙三角架组成模板安装平台，模板伸下楼板面以下10～20cm，三角架用于校正水平后将吊装就位模板固定于剪力墙体上。
(2)电梯井内模采用单边整体定型大模板，利用下层电梯井筒墙体上的螺栓将外墙三角架固定在墙体上，调整水平后，将内模放置于三角架之上用螺杆固定件锁紧模板，使井筒内模固定，然后再安装穿墙螺栓，进行井筒外膜安装。如图8所示。
(3)现浇楼梯模板采用踏步成型专用模板，楼梯侧墙模采用与踏步相应的定型模板。楼梯与其上一层楼板同时浇筑混凝土，楼梯施工缝留设在楼板梯梁处。
4.2.6 模板拆卸控制
(1)严格掌握拆模强度，常温施工时不得低于1.0MPa，冬季施工时不得低于受冻临界强度，并保证拆模时墙体不粘模、不缺角、不裂缝。剪力墙内墙拆模强度应达到1.2MPa，外墙拆模强度应达到7.5MPa。
(2)剪力墙拆模时，按支模的逆顺序进行，注意保护现浇板面，尽量利用大模板自重脱落，严禁强行砸撬模板。若自重脱模困难，则采用撬棍轻撬模板下口。拆模过程必须有专人指挥，直接搬运和吊运到上一层模板安装的相应位置。拆除时零件应集中堆放，防止散失。
(3)拆卸后用铲刀及时清理模板表面，经检查合格后再涂刷脱模剂堆放备用。
5 效益分析
5.1 模板及木枋周转次数多
定型组合木模板成型后不需再进行模板的配模，没有再次配模的材料浪费，次楞固定在模板上与模板一起周转，没有再次拆装的材料损耗，减少了拆装的铁钉打孔，达到增加模板及木枋周转次数目地。
5.2 操作工效高
对于散支散拆类墙体支模方式而言，定型组合模板安装、拆卸具有方便快捷等优点。工人可以利用电动锁具对螺栓进行快速模板加固，大大减少了工人的劳动量，降低了工人的劳动强度。
5.3 节约混凝土装饰材料、人工费用和工期
(1)组合模板体系。结构墙面出模后达到清水效果，清水墙一次成型，达到中级抹灰标准，可不做任何装饰。从质量上杜绝了室内墙面抹灰空鼓、裂缝的通病;从施工成本上分析，节约了水泥、砂的原材耗用，以及抹灰用工;同时还节省了因抹灰工程质量通病而引起的维修工作量和维修费用。
(2)工期上分析。采用定型组合模板对于工程主体施工阶段的工期变化不大，但室内装修阶段的工时可以缩短，工程进度按照每层可以缩短1～2d计，节约了总工期。
6 结语
采用本技术施工后，剪力墙拆模后墙面光滑平整，各项指标均达到准清水混凝土要求。现场采用薄抹灰施工工艺，平均抹抹厚度仅2mm。从结构利用率而言，不抹灰或薄抹灰，房间内净尺寸可以增加3～5cm，增加室内有效使用面积。从设计安全而言，不抹灰或薄抹杰，可减轻楼体自重，地震作用力相应减弱，结构抗震能力增强，更安全，符合国家的节能减排政策。
摘要：通过引进日本剪力墙模板施工技术,经几个项目的工程实践,可有效提高工程质量,大幅提高施工效率。
关键词：剪力墙,组合模板,施工技术,经济效益
参考文献
[1]JGJ162-2008建筑施工模板安全技术规程
[2]秦彦明.剪力墙模板使用分析.山西建筑,2006(21).0134-02
[3]谢文忠.改进钢筋混凝土剪力墙结构大模板施工工艺的设想.有色矿山,2001(1)
组合剪力墙 篇2
斜拉桥钢-混组合箱梁焊钉连接件剪力分布研究
由槽型钢梁和混凝土桥面板组成的组合箱梁是一种较为新型的结构形式,已在大中跨径斜拉桥中得到应用.焊钉连接件对组合梁的力学性能有很大影响.文中以国内某槽型钢结构一混凝土板组合箱梁斜拉桥为工程背景,建立包含子结构的空间有限元模型,计算组合梁中焊钉连接件在各种荷载作用下的受力情况,分析焊钉纵、横桥向剪力分布规律.计算结果表明组合梁的钢-混连接面上的.剪力分布不均匀,在中跨跨中位置较小,边跨辅助墩和边墩附近较大;恒载是引起剪力的主要因素,混凝土桥面板的收缩对其影响也较大.
作 者：王正阳 吴冲 陆春阳 作者单位：同济大学,桥梁工程系,上海,200092刊 名：中国水运(下半月)英文刊名：CHINA WATER TRANSPORT年，卷(期)：201010(1)分类号：U44+.5关键词：斜拉桥 钢-混组合箱梁 焊钉连接件 有限元
组合剪力墙 篇3
摘要：为研究橡胶集料混凝土钢组合梁的疲劳性能，对6个试件进行疲劳试验。试验考虑了橡胶集料混凝土、剪力连接程度、栓钉直径及截面尺寸对组合梁疲劳寿命、损伤累积及破坏模式的影响。试验测试并分析了组合梁在不同荷载循环次数下的混凝土应变、残余滑移、残余挠度、滑移刚度及弯曲刚度。试验结果表明：部分剪力连接的组合梁在疲劳过程中不符合平截面假定；组合梁的疲劳破坏模式为剪跨区栓钉剪断，破坏具有较大的延性；橡胶集料混凝土能有效减小裂缝宽度，明显提高疲劳寿命，并增大残余滑移，表现出更好的延性；增大剪力连接程度可提高组合梁的疲劳寿命，并降低刚度退化作用；较大的栓钉直径使组合梁疲劳性能降低，并表现出较大的塑性。研究成果可为橡胶集料混凝土在组合梁中的应用提供依据。
关键词：橡胶集料混凝土；组合梁；疲劳性能；部分剪力连接；栓钉
中图分类号：TU398 文献标识码：A
可再生橡胶集料混凝土（RRFC）由普通混凝土加入经过机械粉碎、碾磨并洗净的废旧轮胎橡胶颗粒所制成，是一种新型环保绿色材料。由于其具有较好的变形能力、抗裂性能及良好的疲劳性能，这种新材料已成为国内外的研究热点。早在1999年就被用于亚利桑那大学的路面铺装，目前已得到更为广泛的应用。Hernandez针对不同橡胶掺量的混凝土进行了一系列试验，测试其静力、动力和疲劳性能，指出橡胶集料混凝土具有较好的能量耗散性能和抗疲劳性能。国内学者也进行了一些试验，如橡胶混凝土的三点弯拉疲劳性能，证明同等循环加载条件下，橡胶混凝土的疲劳寿命明显高于普通素混凝土。
钢与混凝土组合梁能充分利用不同材料的性能，目前已被广泛应用于高层建筑、多层工业厂房和桥梁，并带来良好的经济与社会效益。钢和混凝土之间的组合作用由剪力连接件实现，由于施工方便，焊在钢梁翼缘上的栓钉成为最常用的剪力连接件。对于承受交通荷载的桥梁，结构长期处于循环荷载作用下，栓钉将直接承受疲劳荷载，其疲劳问题日益突出。为此，国内外学者进行了大量的静力与疲劳试验，研究了组合梁的疲劳破坏形式，及栓钉直径、疲劳荷载和混凝土强度等因素对疲劳性能的影响。
基于橡胶集料混凝土良好的材性，将其应用于组合桥梁中，可有效提高行车舒适度，减少结构开裂，并可能改善组合桥梁的抗疲劳性能。此外，大直径栓钉的应用可以减小栓钉个数，降低焊接工作量，有效加快施工进度，而橡胶集料混凝土的应用也可能改善大直径栓钉的受力性能。目前已对组合梁和橡胶集料混凝土性能展开了大量研究，然而，尚缺乏对钢与橡胶集料混凝土组合梁疲劳性能的系统研究。本文为研究橡胶集料混凝土钢组合梁抗疲劳性能，选取了混凝土种类、栓钉直径、剪力连接程度、钢梁尺寸4个影响因素，进行6个组合梁疲劳试验。研究了不同参数对组合梁疲劳寿命、抗裂性能、应力分布、残余变形及刚度退化的影响，并讨论橡胶集料混凝土在组合桥梁中的适用性。
1试验概况
1.1试件设计
文献研究了0%，5%，10%和15%四种不同橡胶掺量下，组合梁推出试件的受力性能，结果表明掺量为15%的混凝土强度有较大削弱，而掺量为5%的混凝土塑性性能提高不明显。因此，本文在前期研究的基础上，选择橡胶掺量为10%的橡胶集料混凝土制作试件。在组合梁静力试验的基础上，本试验共设计6个与静力试验相同的组合梁试件，用于疲劳试验，编号为FBFT-1～FBFT-6。
钢与混凝土组合梁是由H型钢梁、加劲肋、焊钉、混凝土板和钢筋组成的空间受力体系，难以按比例制作相应的缩尺模型，特别是混凝土桥面板和钢板的厚度，而足尺模型成本较高。为此，按《钢结构设计规范》（GB 50017-2003）制作组合梁的定型模型，模拟钢与混凝土组合梁的受力情况，对其进行研究。试件设计考虑试验条件的同时，保证所有试件的设计中性轴均位于钢梁截面，避免混凝土板受拉。组合梁全长4 000 mm，其中纯弯段700 mm，剪跨段1 500 mm，加载点及支座截面设置加劲肋。所有试件的设计中性轴均位于钢梁上翼缘。试件设计为2种截面尺寸，钢梁分别使用HW250×250和HW350×350，其中2个试件的混凝土板采用普通混凝土浇筑，4个试件的混凝土板采用掺量为10%的橡胶集料混凝土浇筑。钢梁上翼缘焊接单排栓钉，栓钉直径分为16，19，22 mm。本文的组合梁为部分剪力连接，栓钉个数较少，且推出试验结果表明，栓钉数量相同的情况下，单排栓钉受力性能较好，因此均采用单排均匀布置。为研究部分剪力连接组合梁的疲劳性能，按规范设计0.5和0.68两种不同剪力连接程度，公式如下。
（1）
（2）式中：r为剪力连接系数；n为实际栓钉个数；ns为完全剪力连接时的计算栓钉个数；Fc為混凝土板压力；beff为混凝土板有效宽度；hc为混凝土板有效厚度；fc为混凝土抗压强度；Vu为单个栓钉抗剪承载力，由静力推出试验获得。
组合梁试件的参数见表1，试件具体尺寸及构造见图1和图2。
按照GB/T 10432-2002，栓钉选用16 mm×90 mm，19 mm×110 mm，22×130 mm三种规格，长度与直径比值均大于4，细部尺寸见图3。试件在钢结构加工厂制作并养护，模板及配筋见图4。
1.2材料属性
试件的混凝土设计强度为C30，通常情况下，以橡胶颗粒代替部分细骨料，但混凝土的强度和弹性模量都会有所下降。为排除试验中混凝土强度对组合梁抗疲劳性能的影响，经多次试验后，改变粗骨料及水灰比，确定最合适的配比，使橡胶集料混凝土与普通混凝土的强度和弹性模量基本相同。在浇筑试件时，按规范制作2组150 mm×150 mm×150mm的标准立方体试块，一组在标准养护条件下养护，另一组在与试件组合梁相同的条件下养护，抗压强度测试结果见表2。其中fcu，k为在标准养护条件下28 d的立方体抗压强度，fcu，k为在与试件相同的条件下养护，并于疲劳试验开始时测试的立方体抗压强度，E为弹性模量。
试件所用型钢材料为Q235钢，从钢梁翼缘上切取标准板条进行拉伸试验，平均屈服强度和极限抗拉强度分别为241 MPa和398 MPa。栓钉的材料为M15，其抗拉强度为365 MPa。钢筋选用φ6的HRB335热轧钢筋，2种组合梁截面的纵向配筋率分别为0.87%和0。71%，经测试的钢筋屈服强度和极限抗拉强度分别为348 MPa和455 MPa。
1.3试验装置
疲劳试验采用1000kN电液伺服疲劳试验机加载，作动器在组合梁跨中施加等幅正弦脉冲疲劳荷载，加载频率为1.3 Hz，荷载通过分配梁传递给2个加载点，加载点间距为700 mm。试件两端简支，组合梁和分配梁的两端支座下均放置厚度为40mm的钢板，以防止试件局部压力过大，试验装置如图5所示。
1.4测点布置及加载制度
疲劳试验中，采用精度为1/1 000 mm的位移计测量跨中挠度，同时测量支座端钢梁与混凝土的相对滑移和掀起，以确定组合梁在疲劳荷载下的动位移。采用混凝土应变片测量跨中截面混凝土板的应变，可判断组合作用的程度及中性轴位置的变化。测点布置如图6所示，其中D1～D3为位移计，C1～C3为应变片。
在疲劳试验正式开始前进行1～2次静力预加载，以消除松动并确认仪器工作正常。疲劳加载过程中，当加载至0.03，0.1，0.5，1，3，5，10，15，20，30，40，…万次时，停止疲劳加载，进行一次静力加卸载循环，用于分析疲劳加载过程中的残余应变、残余变形及刚度退化的规律，所加荷载为疲劳荷载上、下限的平均值。出现疲劳破坏的征兆时，适当减小采集间隔。
2试验结果
2.1疲劳寿命
对6个与疲劳试验相同的组合梁试件进行静力加载，测得其极限承载力，见表3。疲劳荷载的上、下限由极限承载力按比例计算得到。为保证疲劳试件不进入弹塑性阶段，疲劳荷载上限约为静力极限承载力的50%；根据实际经验，取疲劳荷载下限约为静力极限承载力的10%。根据静力试验可知FBFT-1～FBFT-3及FBFT-4～FBFT-6分别具有基本相同的承载力，为方便疲劳加载，按平均承载力计算，对FBFT-1～FBFT-3及FBFT-4～FBFT-6分别施加相同的疲劳荷载，以比较不同参数对组合梁疲劳性能的影响。主要试验参数及疲劳加载次数见表3。由表3中数据可见，使用橡胶集料混凝土的试件FBFT-2和FBFT-5分別比使用普通混凝土的FBFT-1和FBFT-4拥有较高的疲劳寿命，寿命分别增加50%和144%，表明橡胶颗粒具有较好的变形性能，可有效降低应力集中作用，减缓组合梁的疲劳损伤发展。FBFT-2与FBFT-3相比，剪力连接程度增加36%后，疲劳寿命增加40%，这是因为组合梁的破坏标志为剪跨区栓钉疲劳剪断，因此在部分剪力连接的组合梁中，剪力连接程度对其疲劳性能有很大影响。对比FBFT-5与FBFT-6可知，剪力连接程度相同的情况下，疲劳寿命随栓钉直径的增加而降低，原因是直径增大后栓钉个数相应减少，易导致较大的应力集中，加速疲劳损伤的发展。但是，FBFT-4与FBFT-6具有相近的疲劳寿命，证明橡胶集料混凝土良好的抗疲劳性能可弥补大直径栓钉缺陷，进而为更大直径栓钉的应用提供可能。
2.2试验现象及破坏模式
由于预加载时，钢与混凝土间的自然黏结已经失效，因此组合作用完全由栓钉提供。在疲劳加载初期，栓钉产生变形，支座处的钢梁与混凝土板首先出现相对滑移。此后，栓钉变形增大，支座端的滑移有所增加，加载点下方的混凝土板出现细小裂缝。随着疲劳加载次数增加，支座附近发出有规律的清脆响声，混凝土板掀起明显，可观察到支座处的栓钉已被剪断，剪跨区滑移由支座端向跨中发展，组合作用被削弱，加载点下方混凝土的裂缝贯穿板底。破坏时，混凝土裂缝宽度增大，滑移已由支座向跨中延伸至约1 200 mm处，掀起与滑移变形极大，可观察到剪跨区栓钉全部剪断，此时钢梁没有明显变形，但由于组合作用完全丧失，因此判定组合梁疲劳破坏，如图7所示。这也说明，疲劳破坏时，组合梁退化为钢梁，轧制钢材疲劳性能较好，且可以承受疲劳上限，所以结构具备较大的后续疲劳承载能力。因此，试验所测寿命仅为组合梁的疲劳寿命，而并非结构的全寿命。
组合梁疲劳破坏模式与静力破坏有很大差别。承受静力荷载时，组合梁跨中有明显挠曲变形，最终破坏形式为跨中钢梁屈服，混凝土板压碎，但栓钉基本没有破坏，如图8所示。承受疲劳荷载时，6个试件的破坏模式均为剪跨区栓钉全部剪断，破坏时钢梁没有屈服，详见图9。
试验中栓钉的疲劳剪断破坏模式主要有图10中的3种：栓钉杆中下部剪切破坏（图10（a））、栓钉根部钉杆剪切破坏（图10（b））、栓钉焊缝撕裂破坏（图10（c））。前两种破坏模式为正常疲劳破坏，第三种破坏模式是由焊接缺陷导致的，对栓钉疲劳性能有很大削弱。试验发现大部分栓钉发生第二种破坏，但仍有一定数量的栓钉发生第三种破坏。当栓钉发生前两种破坏时，钉杆均可产生图11所示截面，从图中可以看出，疲劳源位于栓钉表面，疲劳裂缝扩展区内有明显的疲劳台阶，裂缝扩展区与瞬断区的面积比约为5：1，表明栓钉有较好的塑性。
在疲劳过程中，由于端部栓钉逐步剪断，剪跨区的混凝土板受力很小，趋于自由状态，因此仅在纯弯段的加载点附近受力较大并出现裂缝，裂缝分布如图12所示。图12（a）与（b）～（e）对比可知普通混凝土组合梁的主要裂缝仅有一条，裂缝宽度较大，损伤严重，而橡胶集料混凝土组合梁的裂缝相对细小，且分布均匀，没有发生致命的集中破坏；由图12（b）与（c）可以看出，当所用栓钉和混凝土相同时，剪力连接程度小的组合梁裂缝数量较多；由图12（d）与（e）比较可知，所用混凝土与剪力连接程度相同时，大直径栓钉会导致混凝土开裂时间过早，但对裂缝的数量没有明显影响。
3试验结果分析
3.1跨中截面混凝土应变沿梁截面高度变化规律
大量已有静力试验证明，组合梁在承受静力荷载且处于正常工作状态时，全截面均符合平截面假定，即混凝土板与钢梁可以共同受力，所受应力示意图见图13（a）；当静力构件进入塑性阶段或剪力连接件变形过大时，组合梁不符合平截面假定，混凝土板与钢梁不完全连接，并产生2个中性轴，受力状态如图13（b）所示；当没有剪力连接时，混凝土板与钢梁完全独立工作，如图13（c）所示。
为研究疲劳荷载下组合梁受力性能，在试件跨中混凝土板侧面粘贴应变片。由试件尺寸计算可知疲劳试验所用组合梁属于图13（a）中所示第二种情况，相应的静力试验也可表明混凝土板在加载过程中全部受压，即中性轴位于钢梁截面内，因此若疲劳试验测得混凝土板受拉应力，则可判定组合梁处于不完全连接状态。
图14所示为不同荷载循环次数下，FBFT-1混凝土板的应变在跨中截面沿截面高度的变化规律。
从图14中可以看出，应变沿混凝土板截面高度的分布基本为直线，表明疲劳过程中，平截面假定在混凝土板内可假设成立。数据显示混凝土板在疲劳加载前全截面受压，板与钢梁可协同受力，但荷载循环仅0.3万次后，混凝土板底部出现拉应力，说明组合作用被削弱，板内中性轴位置接近板底；疲劳加载2万次后，剪力连接键进一步破坏，应变片C2所测数据基本为零，分析可知板内中性轴上移至C2处；试件发生疲劳破坏时的静力加载数据显示，中性轴继续上移，位置靠近混凝土板的中心轴，表明剪力连接键已基本失效，试件受力模式接近图13（c）所示叠合梁。
试验数据显示，其余试件中混凝土板应变的变化规律基本与FBFT-1相同。综上可知，部分剪力连接的组合梁在0万次静力荷载下组合作用完好，受到疲劳荷载后，组合作用迅速退化，在全部疲劳试验过程中，组合梁不符合平截面假定，处于不完全连接的状态。此外，0万次所测荷载应变曲线呈线性分布，试件可沿加载路径卸载，表明试件在相应荷载下处于弹性阶段，但经历疲劳循环后，试件在相同荷载下出现明显的弹塑性阶段和“滞回现象”，且加载次数越大，试件的塑性特征越明显。
图15所示为混凝土板中性轴高度hn随疲劳荷载循环次数的变化规律，其中hn为中性轴位置与板底的间距，若混凝土板全截面受压，则中性轴高度为负。由于试件FBFT-3的应变片在测量中损坏严重，采集数据变异较大，将其剔除。由图14可以看出，试件FBFT-1～FBFT-2与FBFT-4～FBFT-6分别具有基本相同的曲线，表明若组合梁截面尺寸相同，则板内中性轴发展规律基本相同，栓钉直径、剪力连接程度和橡胶集料混凝土均未对其产生影响。
3.2疲劳破坏标准
虽然疲劳破坏一般为脆性破坏，但是与其他结构相比，混凝土组合梁疲劳破坏时有较大延性。这是因为组合梁中栓钉从支座端向跨中依次破坏，构件中栓钉数量较多，且每个栓钉的破坏均需经历足够的荷载循环次数，因此结构可进行多次应力重分布。此外，型钢钢梁的抗疲劳性能较好，在剪跨区栓钉全部剪断，混凝土板完全失效的情况下，只有钢梁单独受力也能承受最大疲劳荷载。这也说明，以结构不能承受最大疲劳荷载来判定其最终破坏并不适用，试验中以剪跨段栓钉全部剪断为标准，认定结构破坏，但因该现象在实际结构中不易观察，故此判定方法缺乏广泛适用性。
通过试验数据可以发现，不同试件混凝土板的中性轴在疲劳过程中有相似的发展规律。由图15可见，相同尺寸的组合梁试件在疲劳破坏前具有相近的中性轴高度。为方便比较不同尺寸的试件，定义中性轴高度系数ξ=hn/h，其中h为混凝土板高度。疲劳破坏时，FBFT-1～FBFT-2的平均中性轴高度系数为0.411，FBFT-4～FBFT-6的平均值為0.403。在5个试件疲劳破坏前，中性轴高度系数都发展至一个定值，因此可将其作为辅助判定构件疲劳破坏的标准。
3.3残余变形
虽然试验进行等幅疲劳加载，且疲劳上限小于比例极限荷载，即试件处于弹性阶段，但由于疲劳损伤不断累积，疲劳荷载同样使组合梁产生不可恢复的残余变形。在疲劳试验中，加载至一定次数后停机，对组合梁施加不破坏的静力荷载，可得到不同加载次数下试件的滑移和挠度。
图16所示为一个典型试件的荷载滑移曲线。由图可知，由于疲劳损伤，试件在卸载后有不可恢复的残余变形。由于位移计在疲劳加载过程中受到扰动，试件FBFT-3的测量结果误差较大，将其剔除后，剩余5个试件的残余滑移随加载次数的发展曲线如图17所示。为方便比较，以试件最终寿命为参考，对荷载作用次数进行归一化处理，其中Ni为加载过程中的荷载循环次数，N为破坏时荷载循环次数。
由图17可知，残余滑移的发展过程明显可分为3个阶段：第工阶段为疲劳损伤萌生阶段，残余滑移在加载初期急剧增长；第Ⅱ阶段为疲劳损伤发展阶段，试件进入稳定状态，滑移增长趋势较慢；第Ⅲ阶段为疲劳破坏阶段，加载后期由于剩余的抗剪栓钉数量较少，且有效截面很小，残余滑移迅速发展，出现突变，随即发生疲劳破坏。第工阶段和第Ⅲ阶段各占总寿命的约5%，第Ⅱ阶段约占总寿命的90%。
试件的跨中挠度通过位移计定时采集，残余挠度随加载次数的变化曲线如图18所示。
残余挠度在试件开始经历循环荷载后（约1万次内）迅速增加，后进入稳定发展阶段，符合疲劳试验的一般规律。但与残余滑移不同，组合梁的残余挠度在试件疲劳破坏前没有发生明显增大，这是因为疲劳破坏时栓钉剪断，剪跨区混凝土板退出工作，但钢梁和纯弯段部分的混凝土板仍然可以继续承受疲劳荷载，因此试件挠度在破坏时没有突变。
图17和图18中数据显示，FBFT-1和FBFT-2的残余滑移和挠度均大于FBFT-4～FBFT-6。主要原因为钢梁截面相对较小，导致组合梁中性轴位置上移较多，则栓钉更靠近中性轴，所受剪力相对较大，因此试件更容易产生变形。分别对比FBFT-1与FBFT-2，FBFT-4与FBFT-5，由于弹性混凝土有较好的变形能力，代替普通混凝土后，组合梁在第Ⅱ阶段的残余滑移分别增大约27%和56%，残余挠度增加约45%和72%，体现出更好的延性。由FBFT-6与FBFT-5相比可知，抗剪连接程度相同的情况下，增大栓钉直径后，FBFT-6第Ⅱ阶段残余滑移和残余挠度均降低约64%，说明大直径栓钉可导致组合梁延性的降低。此外，FBFT-6比FBFT-4的残余滑移和残余挠度仅分别降低了25%和38%，表明弹性混凝土的使用可以在一定程度上弥补大直径栓钉造成的脆性。
3.4刚度退化
组合梁试件在疲劳加载过程中，滑移刚度和弯曲刚度都会发生不同程度的退化。根据疲劳加载过程中停机测得的静力数据，计算组合梁在不同荷载循环次数下的割线滑移刚度和弯曲刚度的退化程度，见表4。
组合梁在疲劳荷载下的弯曲刚度退化规律与滑移刚度相似，虽然各试件的寿命不同，但所有试件的滑移刚度退化均集中发生在2万次内。由于栓钉发生疲劳剪切破坏，而钢梁并没有明显的弯曲破坏，因此滑移刚度的退化程度远大于弯曲刚度。荷载循环2万次后，弯曲刚度基本保持不变，退化十分缓慢，且破坏时刚度与2万次时刚度基本相同，疲劳破坏前没有发生突变。
对于钢梁截面不同的FBFT-1～FBFT-3和FBFT-4～FBFT-6，钢梁截面较小的试件FBFT-1～FBFT-3具有明显较小的初始滑移剛度和弯曲刚度。此外，钢梁尺寸对刚度的退化幅度有一定影响。2万次时FBFT-1～FBFT-3的滑移刚度降低约87%，但FBFT-4～FBFT-6的刚度只降低约78%。这是因为钢梁尺寸不同，栓钉所受剪力不同。FBFT-1～FBFT-3的弯曲刚度降低约30%，而FBFT-4～FBFT-6的刚度降低约26%。弯曲刚度主要由钢梁截面控制，在试验中，疲劳荷载对混凝土及栓钉的损伤较大，对轧制钢梁的影响较小，因而钢梁截面相对较大的后3组试件能更好地抵抗损伤引起的弯曲刚度退化。
分别对比FBFT-1和FBFT-2，FBFT-4和FBFT-5可知，由于弹性混凝土的弹性模量降低，组合梁的初始滑移刚度和弯曲刚度降低15%～23%。弹性混凝土对组合梁滑移刚度的退化幅度基本没有影响，但会导致弯曲刚度退化加剧。
对比FBFT-2和FBFT-3可知，增大组合梁的剪力连接程度可有效增大初始弯曲刚度，增幅分别约为14%和25%。同时由于栓钉抗剪能力增强，可以使滑移刚度和弯曲刚度的退化分别降低2%～7%。
FBFT-5和FBFT-6的试验结果表明，如果剪力连接程度相同，栓钉直径对组合梁的滑移刚度退化程度基本没有影响。但较大直径的栓钉有利于提高组合梁的初始刚度，降低弯曲刚度的退化程度。
4结论
本文对6个橡胶集料混凝土与钢组合梁试件开展了疲劳试验研究。在此基础上通过试验结果分析得出如下结论：
1）组合梁的疲劳破坏模式为栓钉剪断和混凝土开裂，试件可进行多次应力重分布，其疲劳破坏有一定的延性，且破坏后仍有较高的承载力，疲劳破坏后强度储备较大。
2）在疲劳过程中，部分剪力连接的组合梁不符合平截面假定，混凝土板与钢梁不能共同受力，分别具有一个中性轴。板内中性轴在疲劳作用下不断上移，当中性轴高度系数达到0.4时，试件发生疲劳破坏。
3）橡胶混凝土组合梁能有效推迟混凝土裂缝出现的时间，减小裂缝宽度，显著提高组合梁抗疲劳性能；较大的剪力连接程度对静力性能影响很小，却可增加组合梁的抗疲劳能力，因此承受较大疲劳荷载的结构宜采用剪力连接程度较高的组合梁；此外，较大的栓钉直径会加剧应力集中现象，导致组合梁疲劳寿命降低，但该不利影响可被橡胶集料混凝土降低，从而促进大直径栓钉的应用。
4）在疲劳试验初期，组合梁的残余滑移和残余挠度均有较大的发展，但在疲劳破坏前，残余滑移迅速增大，残余挠度没有发生明显变化，也说明组合梁的疲劳破坏具有一定的延性。橡胶集料混凝土可增大试件在损伤发展阶段的残余滑移和挠度，表现出更好的塑性；相反，使用大直径栓钉的组合梁在损伤发展阶段变形较小，延性略差。
组合剪力墙 篇4
本文针对钢板-混凝土组合剪力墙裂缝产生机理及控制措施进行了初步探索。结合实际工程中钢板-混凝土组合剪力墙的结构形式和普遍存在的开裂现象进行试验研究。通过预热钢板-混凝土组合剪力墙结构中的钢板, 在混凝土终凝前使其产生预膨胀, 混凝土强度发展过程中钢板逐步收缩, 以控制混凝土在凝结硬化过程中收缩受到钢板约束而产生的有害裂缝。试验证明, 该措施能有效降低剪力墙钢板与混凝土应变差, 对控制剪力墙裂缝具有显著的成效。
一、试验研究
(一) 试验内容与方法
本试验主要参照《钢板-混凝土组合剪力墙预热钢板消除混凝土收缩裂缝装置》专利技术进行, 重点测试混凝土性能、钢板预热方式、预热时间、温升曲线等, 通过预先在钢板及混凝土内埋设的温度传感器及应变传感器, 实时监测其温度及应变变化情况和混凝土内部温度梯度分布情况, 根据钢板及混凝土应变实测数据, 获得最佳的预热时间、预热温度、降温曲线等重要参数, 主要试验内容如下:
1. 三种典型结构形式混凝土应力应变测试。采用相同的混凝土材料、浇筑时间、养护措施, 分别浇筑素混凝土、钢筋混凝土及钢板-混凝土组合结构, 测试三种不同结构形式下混凝土的收缩应变, 分析钢板及配筋对混凝土收缩变形的影响。
2. 预热钢板对钢板-混凝土组合结构变形的影响测试。在钢板-混凝土组合剪力墙施工过程中, 混凝土初凝前对钢板进行预热, 混凝土接近初凝至终凝阶段始终保持钢板温度不变, 混凝土终凝后停止对钢板加热, 使其温度缓慢下降, 测试钢板及混凝土的温度及应变值。
3. 足尺模型试验验证及应变测试。
(二) 试件设计与材料
试验过程中, 混凝土强度等级与工作性能、钢板厚度与栓钉间距、钢筋尺寸与配筋等参考实际工程, 主要材料规格与性能如下:
1. 高强混凝土通过原材料优选、试配验证、性能检测等环节, 确定使用的C80混凝土配合比和主要性能指标。
胶凝材料由P·O 42.5水泥、Ⅰ级粉煤灰、S95级矿粉、硅灰按一定的比例组合而成, 减水剂采用聚羧酸系高效减水剂, 碎石采用5~20mm连续级配石灰石碎石。混凝土拌合物施工性能良好, 采取非接触式混凝土收缩变形测定仪测试该高强度混凝土7d自生收缩值为220με。
2. 钢板材质为Q345B碳素结构钢, 试件尺寸1200mm×1200mm×40mm, 栓钉间距为300mm×300mm。
3. 试验仪器及测点布置
试验中涉及到的测试仪器均可实现数据自动采集、存储, 并可通过GPRS、ZigBee等方式进行远程控制及无线传输, 主要仪器如下:
(1) 应变测试采用振弦式应变计和电阻应变片进行测试。
(2) 温度测试温度主要采用RT-WL1A智能温度检测仪, 配合DS18B20型温度探头进行测试。
二、试验结果与分析
(一) 典型结构形式混凝土应变测试
在相同条件下, 分别对素混凝土、钢筋混凝土和钢板-混凝土组合结构三种典型结构形式的混凝土应变进行测试, 测试结果如图所示:
图a和图b分别为素混凝土及钢筋混凝土结构形式混凝土收缩应变值, 其中素混凝土中心点最大应变-301με, 两侧最大应变-280με, 钢筋混凝土中心点最大应变-208με, 两侧最大应变为-225με。素混凝土及钢筋混凝土内外应变值基本一致, 在钢筋的约束作用下, 钢筋混凝土应变值略小于素混凝土应变值。
图c为钢板-混凝土组合剪力墙结构混凝土的应变测试值, 其中靠近钢板一侧的混凝土最大应变-53με, 明显小于素混凝土及钢筋混凝土结构中混凝土的应变, 远离钢板一侧的混凝土最大应变-192με, 略小于素混凝土及钢筋混凝土结构中混凝土的应变。
对比同一混凝土在不同结构形式下的收缩应变值, 素混凝土中, 混凝土未受到钢筋及钢板的约束而自由收缩, 收缩值最大;钢筋混凝土中, 混凝土收缩受到钢筋的约束, 收缩值减少;钢板-混凝土组合结构中, 混凝土的收缩受到了钢板、栓钉及钢筋的强力约束, 导致靠近钢板的混凝土收缩应变值明显减少。以上表明钢板-混凝土组合剪力墙结构中钢板及栓钉对混凝土的约束是导致钢板-混凝土组合剪力墙结构混凝土开裂的主要原因之一。
(二) 钢板-混凝土组合结构温度作用下的变形分析
采用振弦式应变计测试钢板和混凝土的应变时, 均未考虑应变计自身在温度变化影响下的变形, 在结构体系温度发生较大变化的情况下, 钢板和混凝土的实际变形均为应变测试值及应变计自身在温度变化下的变形之和。
混凝土在上午10:00开始浇筑, 混凝土初凝后开始测试温度和应变值。在混凝土浇筑后20~22h, 水化热温升达到峰值, 钢板及混凝土温度上升20℃以上, 在混凝土体积收缩、升温膨胀及钢板的约束作用下, 靠近钢板一侧混凝土的实际变形值为+180με, 外侧混凝土的实际变形值为+10με, 而此刻钢板的变形值为+260με, 钢板与外侧混凝土变形差值达250με, 已超出混凝土抗拉极限;混凝土浇筑后72h, 即系统温度基本降至环境温度时, 靠近钢板一侧混凝土的实际变形量为-80με, 外侧混凝土的实际变形值为-230με, 而此刻钢板的变形值为-20με, 钢板与外侧混凝土变形差值达210με, 内外侧混凝土实际变形差值也达140με。数据表明在混凝土水化热升温阶段, 钢板与外侧混凝土实际变形差值已超出混凝土抗拉极限, 混凝土裂缝在升温阶段应已产生。
(三) 预热钢板对钢板-混凝土组合结构的变形分析
按照设定的试验方案, 在混凝土初凝前对钢板进行预热, 混凝土接近初凝至终凝阶段始终保持钢板温度不变, 混凝土终凝后停止对钢板加热, 使其温度缓慢下降, 测试结构的温度及应变值。
数据表明, 在混凝土初凝前对钢板进行预热, 终凝后钢板温度缓慢下降, 可以降低钢板与混凝土的实际变形差值, 减少钢板对混凝土收缩的约束, 有效控制混凝土结构裂缝。
三、足尺模型试验
为进一步验证采用预热钢板-混凝土组合剪力墙钢板控制混凝土开裂的效果, 同时充分考虑实际工程的结构形式与现场的条件限制, 在上述试验的基础上进行足尺模型试验验证。
(一) 足尺模型结构形式
足尺模型采用双层钢板与混凝土组合结构, 形式为“L”形, 钢结构长边10.9m, 短边3.9m, 钢板厚30mm, 为加强结构刚度, 双层钢板之间设置有多层加劲肋及横隔板, 钢板外侧焊接盘管用于加热。足尺模型配筋参照实际工程进行, 采用木模板封模, 双层钢板结构各腔室内及外层均浇筑C80高强混凝土, 配合比同上。
(二) 试验过程及效果
钢板-混凝土组合剪力墙内外混凝土分两次进土之前通过热水循环对钢板进行预热处理, 持续至混凝土终凝停止浇筑, 先浇筑双层钢板腔室内部混凝土, 2d之后浇筑外层混凝土。浇筑外层混凝加热, 带模养护2d后拆除模板改为毛毡覆盖保温养护, 期间持续监测钢板及外层混凝土的温度及应变数据。混凝土拆模后表观效果良好, 墙体未发现可见裂缝, 证明采用该方法控制钢板-混凝土组合剪力墙结构裂缝切实可行。
四、结语
(一) 优化混凝土配合比、合理配筋、加强保温保湿养护能有效减少混凝土的收缩, 降低水化热温升, 对控制钢板-混凝土组合剪力墙结构有害裂缝起着积极的作用。
(二) 钢板-混凝土组合结构中钢板及栓钉对混凝土产生明显约束, 是导致钢板-混凝土组合剪力墙混凝土开裂的主要原因之一。
组合剪力墙 篇5
高层建筑结构体系中,联肢剪力墙是应用最广泛的抗侧力结构单元之一,它能有效地抵抗由风和地震作用引起的水平响应。因其侧向刚度高,能极为有效地减小结构层间变形,且能承担竖向荷载,故受到了广大建筑师和结构工程师的喜爱。
为了钢筋混凝土连梁有稳定的滞回性能,需进行细致的构造设计,为此国内外规范均制定了严格的规定,这常导致深连梁,且需配置大量的钢筋。有时建筑功能要求连梁高度不能过大,会使得连梁难以设计。采用钢连梁或组合连梁能轻易解决这些问题,它们拥有连梁所需求的强度、刚度和延性,故在国内外一些工程中已被使用。与其广阔的应用前景相比,国内外设计规范的相关条文显得较为落后,只有少数几个规范有少量的指导性条文,如AISC,IBC[4]。
为了推广钢连梁和组合连梁的应用,本文对组合联肢剪力墙中连梁设计的若干问题进行了讨论。
1联系度的定义
连梁的刚度对联肢剪力墙的受力性能影响很大,它将各个墙肢连接在一起形成整体,使得其侧向刚度能够充分得到利用。当连梁有足够的延性时,它能通过自身的塑性变形消耗大量的地震能量。
水平荷载产生的总倾覆弯矩由联肢墙的墙肢弯矩与墙肢间轴向力偶Nl来承担,如图1所示。它们满足静力平衡关系:
M0=M1+M2+Nl (1)
其中,M0为总倾覆弯矩;M1,M2均为墙肢弯矩;轴向力N为截面以上所有连梁内部剪力之和,它取决于连梁的刚度和强度。连梁相对于墙肢刚度越大则剪力越大,轴向力N越大。因此,加拿大CSA标准A23.3-94定义了一个重要的参数,即联系度DC:
若结构用强连梁连接时,轴力对抗弯能力的作用很大,其受力性能与悬臂墙的性能相同;当墙间的连梁耦合作用很弱时,大部分弯矩抗力是由分量M1和M2构成,这时联系度数值较小,相当于两片单独的墙。
2联系度对组合联肢墙受力的影响
调整墙肢—连梁的刚度比,可使联肢墙的力学性能达到最佳。为了提供明确的指导,CSA标准A23.3-94将剪力墙依据DC值分为两种延性联肢墙:
1)部分连接的联肢墙,其DC≤0.66;
2)完全连接的联肢墙,其DC>0.66。
试验研究表明,构造适宜的连梁在强耦合作用墙体中能耗散大量的能量,故A23.3-94建议完全连接的联肢墙可按延性混凝土框架计算。在严重地震中,联系度DC>0.66时,可保证大部分连梁在墙肢屈服前耗散地震能量,减轻墙肢的损坏。此外,抗震分析和设计是在规定的地震作用下对结构进行弹性分析的。新西兰NZS 3101[1]规定,在弹性后阶段,结构应至少有抵抗1.5倍的弹性分析下的倾覆力矩,这要求连梁—墙肢的刚度比必须足够大。
NBCC[5]对上述的两类联肢剪力墙的水平地震作用做了不同的规定,第一类剪力墙的力调整系数取R=3.5,而第二类取4.0。此外,当连梁作为主要的能量耗散构件时,部分连接的联肢墙DC≥0.33。新西兰NZS 3101[1]对此做了相同的规定。
3组合连梁尺寸的确定
建筑和结构对连梁尺寸的要求常使连梁的剪力过大,混凝土连梁难以实现“强剪弱弯”的要求。倘若再考虑结构的扭转等其他不利因素,几乎很难使连梁满足结构规范的全部要求。通常当钢筋混凝土连梁不能满足强度或延性变形的要求时,常采用钢连梁或者混凝土—钢组合连梁。
组合剪力墙中选择钢连梁或者混凝土—钢组合连梁几何尺寸是一个重要的问题。当几何尺寸过大时,连梁相对于墙肢刚度大:1)浪费;2)地震作用下,连梁的剪力较大,使节点交接部位难以处理;3)墙肢因此局部弯矩大大减弱,没有发挥其抵抗水平力的作用;4)罕遇地震下,连梁作为主要耗能构件的目的没有达到,可能使得剪力墙先于连梁在底部发生塑性铰。当几何尺寸过小时,连梁相对于墙肢刚度小,连梁一旦发生剪切或弯曲破坏,退出工作,联肢墙各墙肢就成了单独的悬臂墙,这会使结构的侧向刚度大大降低,变形增大,最终导致结构倒塌,是结构设计中应该避免的。
我们可根据DC来选择钢连梁或者混凝土—钢组合连梁几何尺寸,在适宜的情况下,能取得较好的抗震性能。
可以推出墙肢拉压轴力力偶[3]:
将式(3),式(4)代入式(2):
其中,α为组合剪力墙的整体性系数;T为墙肢惯性矩之比。
一般根据条件DC>0.66,可以确定组合连梁的尺寸大小。在建筑和结构条件苛刻时,设计者可以根据条件DC>0.33选择连梁的尺寸。
4节点构造
钢连梁或组合连梁与钢筋混凝土剪力墙的连接节点处的埋入长度以及加强措施是节点构造设计的主要内容。
埋入长度范围的计算模型如图2所示,根据受力计算及经验,必须埋入长度可由式(6)确定:
其中,le为埋入长度;lc为连梁净跨;c为保护层厚度;a1为混凝土受压区高度。
在连梁剪力控制范围内应设置加劲肋。当连梁高度小于500 mm时,加劲肋可单侧布置。加劲肋的厚度不小于腹板厚度或8 mm。
除需保证连梁的埋入深度外,还需采用加强构造措施,如图3所示。这种构造措施能保证钢连梁与钢筋混凝土墙肢共同工作,提高其承载力。
5组合连梁的抗震设计
国内外的抗震规范关于组合剪力墙体系的设计指导都较少。随着越来越多的组合剪力墙结构体系的应用,系统地将设计和施工指导纳入相应规范的要求更为迫切。
国外对钢连梁或混凝土—钢组合连梁在高层联肢剪力墙中的抗震性能进行了一些相关的试验和理论研究,并取得了许多令人欣喜的成果,但仍然存在以下问题:
1)目前还没有根据钢连梁或组合连梁弹塑性阶段的受力特点为结构工程师提供一个实用的设计方法;
2)组合联肢剪力墙结构的弹塑性性能,需要进行大量的试验研究;
3)缺乏抗震设计中给定的组合联肢剪力墙体系的优化设计方法和实例;
4)对于钢连梁或组合连梁的研究尚未十分深入,如外包的混凝土对型钢腹板与翼缘屈曲和抗剪的影响,连梁在墙体内埋入深度的确定等问题在国内的文献中几乎没有涉及,国外文献也仅是做出定性分析[3]。
摘要：提出了组合联肢剪力墙体系联系度DC的概念,推导了其计算方法,阐述了联系度在组合联肢剪力墙概念设计中的应用,并讨论了钢连梁或组合连梁的抗震设计、连梁与钢筋混凝土墙肢连接节点的不同构造方式和设计方法。
关键词：组合联肢剪力墙,钢连梁,组合连梁,联系度
参考文献
[1]NZS 3101∶2006.Concrete Structures Standards[S].
[2]CSA A23.3-04,2004.Design of concrete structures for build-ings[S].
[3]Gong B,Harries KA,Shahrooz BM.Behaviour and design of re-inforced concrete,steel,and steel-concrete coupling beams[J].Earthquake Spectra,2000,16(4):775-781.
[4]International Code council.International Building Code(IBC2006)[S].Delmar Cengage Learning,2006.
[5]National Research Council of Canada.National Building Code ofCanada(NBCC2005)[S].Ottawa,NRCC 2005.
组合剪力墙 篇6
为了提高剪力墙的抗震性能, 可以采用在普通钢筋混凝土剪力墙中加入钢骨, 形成钢-混凝土组合剪力墙的方法提高其承载力与延性, 进而改善剪力墙的抗震性能, 如型钢混凝土剪力墙、内藏钢桁架混凝土剪力墙、内置钢板混凝土剪力墙等。内藏钢桁架混凝土组合剪力墙是把钢桁架埋入钢筋混凝土剪力墙中的一种新结构型式, 是钢与混凝土组合的一种剪力墙。内藏钢桁架混凝土组合剪力墙是在钢桁架和混凝土剪力墙基础上发展起来的, 具有混凝土剪力墙承载力高、刚度大和钢结构延性好的特点。
本文完成了3个1/3缩尺的高剪力墙的抗震性能试验研究, 包括1个混凝土高剪力墙、1个内藏钢框架组合高剪力墙和1个内藏钢桁架组合高剪力墙。在试验研究基础上, 对比分析了各剪力墙的承载力、刚度、延性、滞回特性及破坏特征, 为工程应用进一步奠定了基础。
1 试验概况
设计的3个试件均为工字形截面高剪力墙。其剪跨比均为2.2。试件编号分别为SW2.2-1、SW2.2-2、SW2.2-3。试件编号中的2.2表示其剪跨比。试件SW2.2-1为普通混凝土高剪力墙;SW2.2-2为内藏钢框架混凝土高剪力墙;SW2.2-3为内藏钢桁架混凝土高剪力墙。各剪力墙试件的配筋及配置的型钢均为对称布置。全部构件采用C35细石混凝土现浇。型钢选用热轧普通槽钢 (h=50, b=37, tw=4.5 mm) 。实测混凝土和型钢及钢筋材料力学性能分别见表1和表2。
试验采用低周反复加载方式。在加水平荷载之前, 首先施加一竖向荷载P=1 600 k N, 并保持其在试验过程中不变, 即控制试件的轴压比约为0.50, 在距基础顶面2 200 mm高度处用拉压千斤顶施加低周反复水平荷载。用联机数采系统采集钢筋应变、水平位移、水平荷载, 并用其绘制滞回曲线, 人工测绘裂缝。试验加载示意图见图1。
2 试验结果及分析
2.1 承载力实测结果及分析
表3为各剪力墙的开裂荷载、明显屈服荷载、极限荷载的实测值。表中:Fc为试件开裂水平荷载 (取正负两向的均值) ;Fy为试件明显屈服水平荷载 (取正负两向的均值) ;Fu为试件极限水平荷载 (取正负两向的均值) ;μyu=Fy/Fu称为屈强比。
由表3可见: (1) 内藏钢框架高剪力墙和内藏钢桁架高剪力墙的开裂荷载均比普通高剪力墙有提高。 (2) 内藏钢框架高剪力墙和内藏钢桁架高剪力墙的屈服荷载和极限荷载均比普通高剪力墙明显提高。其中, SW2.2-2、SW2.2-3相应极限荷载分别比普通剪力墙提高了23.1%和40.4%。 (3) 内藏钢框架高剪力墙和内藏钢桁架高剪力墙的屈强比μyu均比普通高剪力墙减小, 说明它们从明显屈服到极限荷载的发展过程较长, 也就是有约束的屈服段较长, 这对“大震不倒”是有利的。
2.2 刚度实测值及分析
各剪力墙刚度实测值及各阶段刚度退化系数见表4。表中:K0为试件初始弹性刚度;Kc为试件开裂割线刚度;Ky为试件明显屈服割线刚度;βco=Kc K0, 它为从初始弹性到开裂过程中的刚度退化系数;βyo=KyK0, 它为从初始弹性到明显屈服过程中的刚度退化系数;βyc=KyKc, 它为从开裂到明显屈服过程中的刚度退化系数。
从表4可见: (1) 各高剪力墙的初始弹性刚度K0接近, 这说明初始阶段试件的刚度主要由混凝土强度及试件尺寸决定的; (2) 内藏钢框架组合高剪力墙和内藏钢桁架组合高剪力墙的开裂刚度比普通高剪力墙的开裂刚度有所提高; (3) 内藏钢框架组合高剪力墙和内藏钢桁架组合高剪力墙的屈服刚度比普通高剪力墙的屈服刚度分别提高了21.1%和24.5%, 说明内藏型钢有明显的约束混凝土裂缝开展的作用。 (4) 内藏钢框架组合高剪力墙和内藏钢桁架组合高剪力墙的刚度退化速度比普通高剪力墙的刚度退化速度明显减慢, 这对剪力墙抗震是有利的。 (5) 内藏钢框架组合高剪力墙和内藏钢桁架组合高剪力墙的刚度退化系数βyc比普通高剪力墙的刚度退化减系数βyc分别提高了18.5%和15.3%, 说明它们的刚度退化速度较普通高剪力墙减慢, 结构抗震性能的稳定性较好。
3 结语
1) 试验表明:内藏钢桁架混凝土组合高剪力墙的承载力、后期刚度、延性及耗能能力均比普通高剪力墙有明显的提高。
2) 内藏钢桁架组合高剪力墙与普通高剪力墙的破坏形态不同。钢桁架的存在延缓了裂缝的开展、扩大了裂缝的分布区域, 提高了剪力墙的后期刚度和后期抗震能力。
参考文献
[1]聂建国, 刘明, 叶列平.钢-混凝土组合结构[M].北京:中国建筑工业出版社, 2005.
[2]曹万林, 张建伟, 田宝发, 等.钢筋混凝土带暗支撑中高剪力墙抗震性能研究[J].建筑结构学报, 2002, 23 (6) :26-32、55.
[3]曹万林, 杨兴民, 黄选明, 等.带钢筋及钢骨暗支撑剪力墙抗震性能试验研究[J].世界地震工程, 2005, 21 (1) :1-6.
装配式组合梁剪力钉抗剪刚度研究 篇7
关键词：装配式组合梁,推出试验,剪力钉,抗剪刚度
钢-混凝土组合梁中,抗剪连接件是钢和混凝土两种材料之间的纽带,使钢梁与混凝土板能变形协调,是钢梁和混凝土板共同工作的关键因素[1]。剪力钉隶属抗剪连接件中的柔性连接件,因其良好的抗剪能力,且焊接工艺标准化,广泛应用在组合梁桥中[2,3]。为解决课题组承担的钢-混凝土简支组合梁预制桥道板快速安装问题,拟定了装配式组合梁的施工方案,将预先焊好的剪力钉预埋在混凝土内,形成带剪力钉的预制混凝土桥道板,最后将预制板焊接在钢梁上翼缘,如图1 所示。现有组合梁中的常规剪力钉,其钉杆方向与钢梁上翼缘垂直,由图1 可知,装配式预制混凝土桥道板中的剪力钉( 此处称其为: “装配式剪力钉”) 与常规剪力钉不同,钉杆平行于钢梁上翼缘。
研究发现在剪力钉各抗剪性能中,抗剪刚度与主梁挠度密切相关,作为剪力钉抗剪性能研究的主要组成部分,而受到广泛关注[3,4]。根据常规剪力钉的研究成果可知,剪力钉抗剪刚度的影响因素较多,比如混凝土强度、钉杆直径,配筋等,目前已有不少的研究成果[5,6]。但关注装配式剪力钉与常规剪力钉由于剪力钉布置不同,而引起抗剪刚度特性差异的研究却鲜有所见。因此针对这个问题,对装配式剪力钉抗剪刚度展开研究。
1 推出试验
1. 1 试件设计
推出试验是研究剪力钉抗剪性能最常用的方法之一[1—3],可以测得剪力钉的实时荷载-滑移数据,为抗剪刚度的研究提供可靠的数据支撑。因此,现采用推出试验的方法,对装配式剪力钉的抗剪刚度进行研究,并设计相应的常规剪力钉试件用作对照分析。
试验共设计了两类试件,一类是常规剪力钉试件,另一类是装配式剪力钉试件。两类试件,主要是剪力钉的布置方式不同,如图2 所示,常规剪力钉试件钉杆垂直于翼缘钢板,装配式剪力钉试件钉杆平行于翼缘钢板。除此之外,两类试件混凝土块的外形尺寸以及配筋均相同。加载测试方式也相同,图3 为其中一个试件的现场加载图。
两类试件按剪力钉从1 排到4 排分别设计4组,按照惯例每组3 个试件,最终测试结果取均值,且其中任一试件的偏差值不得超过三个试件均值的10% 。常规剪力钉编号( 根据剪力钉排数) 依次为VS1、VS2、VS3、VS4,装配式剪力钉编号为HS1、HS2、HS3、HS4。
1. 2 试件材料及加载
试件混凝土实测抗压强度为52. 1 MPa,弹性模量为3. 46 × 104MPa。试件钢板材质为Q345D,材性试验测得钢材极限抗拉强度为428. 8 MPa,屈服强度为367. 4 MPa,弹性模量为1. 95 × 105MPa。两类剪力钉的直径均为10 mm,钉杆的弹性模量为2. 05 ×105MPa,屈服强度为340 MPa,极限抗拉强度为400 MPa。栓钉规格为 10 mm × 50 mm A,材质为ML15AL。试验加载分为两个部分,预加载( 预加载时加至预计破坏荷载值的10% ~ 30% ) 和分级逐渐递增加载直至最终破坏。
1. 3 试验结果
荷载-滑移曲线可以反映剪力钉试件在荷载作用下的综合力学响应,包括极限承载力值、荷载对应滑移值、试件在荷载作用下的抗剪刚度变化、以及试件的破坏形态[3—5]。
两类试件的荷载-滑移曲线,如图4 所示。从曲线的峰值点可知,装配式剪力钉的抗剪承载力普遍大于常规剪力钉,其中编号为HS1 ~ HS4 试件的极限抗剪承载力均值分别为276 k N、465 k N、581 k N、711 k N,而编号为VS1 ~ VS4 试件的极限抗剪承载力均值则分别为153 k N、272 k N、359 k N、509 k N。从曲线上极限承载力对应的滑移值可知,装配式剪力钉也是大于常规剪力钉的。从曲线峰值点过后的下降段可知,装配式剪力钉是承载力逐渐降低,滑移不断增大而丧失承载力,而常规剪力钉则是在峰值点后承载力逐渐降低,随后突然丧失承载力。从曲线斜率的发展规律可知,加载过程中两类试件的抗剪刚度随着曲线的曲率变化而减小,且大致呈现出:初始阶段线性变化; 随着荷载的增加逐渐发生非线性曲线变化; 接近极限承载力点时装配式剪力钉曲率变化呈现出曲线平台,而常规剪力钉曲线则出现突变点。
在试验结果的基础上,通过对现有抗剪刚度计算方法的研究和两类试件抗剪刚度的对比分析,详细探讨装配式剪力钉的抗剪刚度特性。
2 抗剪刚度计算方法研究
2. 1 现有计算方法
针对常规剪力钉的抗剪刚度,国内外已有一些计算公式。我国《钢结构设计规范》[7]中规定剪力钉的抗剪刚度,按计算公式( 1) ( 单位k N/mm)
即假设剪力钉达到极限承载力Nvc时滑移量正好为1 mm。按此法计算的抗剪刚度与剪力钉的极限承载能力相关,是测试过程中的极值,对于正常使用阶段的剪力钉偏保守。
欧洲规范4 中,建议剪力钉的抗剪刚度取0. 7倍极限承载力PRK与其对应滑移值S的比值,且计算时PRK的值再乘以0. 9 的安全系数[8],即:
日本规范[9],则以剪力钉荷载-滑移曲线上极限承载力1 /3 处的割线斜率作为抗剪刚度,即
除了规范之外,还有0. 8 mm滑移抗剪刚度计算法,即无论荷载-滑移曲线如何,均以极限承载力与0. 8 mm滑移的比值作为抗剪刚度[1],见计算公式式( 4)
Chang-su Shim通过大量的剪力钉推出试验数据的统计回归,提出了剪力钉抗剪刚度的近似计算公式式( 5)[2],该公式计入了栓钉直径dsh和混凝土抗压强度fc的影响,普通混凝土时a取0. 1。
2. 2 抗剪刚度计算方法比较
根据常规剪力钉试验结果,计算各试件单钉抗剪刚度,计算结果列于表1,对现有剪力钉抗剪刚度算法进行比较。
由表1 可知,按《钢结构设计规范》[7]即式( 1)计算得到的剪力钉单钉抗剪刚度值基本在32. 0 ~38. 5 k N / mm,是所有方法计算值中最小的,计算的是试件达到极限承载力时的抗剪刚度,可见此法较保守。而日本的1 /3 割线法[9]计算值是所有方法中最大,介于268. 2 ~ 310 k N/mm之间,但四组试件抗剪刚度值的极差达到89. 1 k N/mm,说明此法离散性较大。0. 8 mm滑移计算法[1][式( 4) ]和Changsu Shim的近似计算法[2][式( 5) ]的抗剪刚度计算值最为接近,两种方法计算值与式( 1) 的计算值接近,可视作试件达到极限承载能力状态时的抗剪刚度。5 种方法计算值居中的是欧洲规范抗剪刚度计算法[8],且各组试件抗剪刚度值的极差也较小,计算结果较稳定,0. 7 倍的极限承载力荷载点对应的滑移量虽过了弹性的临界点,但超出的范围不大,因此可将其视作正常使用极限状态的抗剪刚度。
可见,常规剪力钉抗剪刚度计算方法的公式虽然在形式上大同小异,但计算结果上却有很大区别。从计算结果来看,式( 2) 和式( 3) 计算值偏大,其他计算公式的计算值相对较小。从计算值的离散程度来看,式( 3) 离散性较大,主要因为此法取值受测过程的影响较大,而其它公式计算值则较稳定。根据计算值和剪力钉承载能力发展状态,则可将上述计算方法分为正常使用极限状态抗剪刚度计算法,以及承载能力极限状态抗剪刚度计算法。
3 装配式剪力钉抗剪刚度分析
3. 1 抗剪刚度计算结果
综上所述,根据试验加载过程中的抗剪刚度变化规律,选取三个阶段对抗剪刚度的变化进行研究,定义加载初始阶段抗剪刚度为k0、正常使用极限状态抗剪刚度为ke,以及极限承载力状态抗剪刚度为kp。其中加载初始状态抗剪刚度k0取试件荷载-滑移曲线初始阶段的切线刚度; 正常使用极限状态抗剪刚度ke按上节分析结果,取公式( 2) 计算; 而在正常使用极限状态之后,达到极限承载能力状态的抗剪刚度kp,则按公式( 5) 计算。遂将两类试件三个阶段的单钉抗剪刚度值列于表2,以便进行对比分析。
3. 2 抗剪刚度分析
由表2 可知,由于剪力钉布置的差异,两类试件的抗剪刚度的确存在差异。其中装配式剪力钉4 组试件三阶段的抗剪刚度均值,k0= 1 018. 3 k N / mm,ke= 485. 8 k N / mm,kp= 71. 3 k N / mm。可见抗剪刚度随着荷载的增加而减小,加载初始阶段的抗剪刚度最大; 当荷载达到正常使用极限状态时,抗剪刚度退化到初始阶段的1 /2 以下; 极限承载能力状态的抗剪刚度最小。常规剪力钉4 组试件三阶段的抗剪刚度均值分别为,k0= 491. 6 k N / mm,ke= 167. 7k N / mm,kp= 48. 8 k N / mm,总体规律与装配式剪力钉一致,但数据上有所差异。具体对比装配式剪力钉和常规剪力钉试件的抗剪刚度值可得以下结论。
( 1) 与常规剪力钉相比,装配式剪力钉三个阶段的抗剪刚度均较大,主要表现在: 初始阶段的抗剪刚度基本上是常规剪力钉的2 倍; 正常使用阶段试件HS4 的抗剪刚度达到试件VS4 的4 倍; 极限抗剪刚度二者较为接近,但装配式剪力钉仍然比常规剪力钉大。
( 2) 两类剪力钉的单钉抗剪刚度在初始阶段没有什么规律,可能是因为初始阶段钢和混凝土的不均匀接触造成。
( 3) 初始阶段和正常使用极限状态装配式剪力钉的抗剪刚度均大于常规剪力钉,是因为装配式剪力钉竖钢板使得栓钉周围的混凝土成为了约束混凝土,前两个阶段混凝土对试件的抗剪刚度贡献较大;但达到承载能力极限状态后,随着栓钉屈服,此时剪力钉对抗剪刚度起主导作用。
3. 3 抗剪刚度退化率
剪力钉的抗剪刚度是组合梁抗纵向剪切变形能力的参数之一。根据上述两类试件抗剪刚度值比较可知,装配式剪力钉抗剪切变形的能力要强些。但结构的刚度过大并不能说明结构就可靠,工程中总是希望结构在正常使用阶段变形较小,而在进入极限状态后呈现出较大的塑性变形,以防脆性破坏。因此单一对比两种类型的剪力钉试件的抗剪刚度绝对值,并不能评判装配式剪力钉组合结构就可靠。遂引入抗剪刚度退化率的概念,即令剪力钉在某个荷载阶段抗剪刚度与前一阶段抗剪刚度的比值与1的差值。选取加载过程中比较典型的两个阶段,定义弹性阶段抗剪刚度退化率De为
弹塑性阶段抗剪刚度退化率Dp为
抗剪刚度退化率可以反映试件在加载过程中抗剪刚度的变化情况。据此,计算本次试验中装配式剪力钉和常规剪力钉两类试件抗剪刚度退化率的均值,列于表3。
根据表3 可知,在弹性阶段装配式剪力钉试件的抗剪刚度退化率为0. 52,比常规剪力钉试件的0. 69 小24% ,即装配式剪力钉在弹性阶段的抗剪刚度稳定性较好,产生的滑移量较小。而在弹塑性阶段,装配式剪力钉试件的抗剪刚度退化率为0. 85,比常规剪力钉试件的0. 71 大16. 4% ,即在弹塑性阶段装配式剪力钉的滑移量较大。装配式剪力钉组合构件在弹性阶段变形较小,而在弹塑性阶段变形较大,是工程中比较理想的。说明构件在达到极限承载力之后塑性变形较大,与装配式剪力钉试件相比,常规剪力钉试件则相反。
4 结论
( 1) 为了解决装配式组合梁桥的钢和混凝土部分快速连接问题,提出了装配式剪力钉。通过推出试验结果发现,装配式剪力钉和常规剪力钉都具有在纵向荷载下抗剪切变形的能力,二者的抗剪性能,由于剪力钉布置位置不同而存在差异,特别是抗剪刚度。
( 2) 在试验的基础上,对比分析国内外较为经典的剪力钉抗剪刚度计算方法,将现有抗剪计算方法归纳为正常使用极限状态和极限承载能力状态两类,工程设计时可根据需要选取合适的计算公式。
( 3) 分析三个阶段的剪力钉抗剪刚度值发现,与常规剪力钉相比,装配式剪力钉抗剪刚度绝对值均较大,说明装配式剪力钉的构造有利于提高剪力钉的抗剪刚度。
( 4) 通过剪力钉抗剪刚度退化率的计算,进一步研究了装配式剪力钉在受力过程中抗剪刚度变化情况。抗剪刚度退化率反映了结构在弹性阶段和弹塑性阶段的抗剪刚度的变化特征,可为装配式剪力钉组合结构的可靠性提供数据支撑。
参考文献
[1] Wang Y C.Deflection of steel-concrete composite beams with partial shear interaction.Journal of Structural Engineering,1998;124(10):1159—1165
[2] Shim C S,Lee P G,Yoon Tr.Static behavior of large stud shear connectors.Engineering Stuctures,2004;26(12):1853—1860
[3] Kwon G,Engelhardt M D,Klingner R E.Experimental behavior of bridge beams retrofitted with postinstalled shear connectors.J Bridge Eng,2011;16(4):536—545
[4] 陈一馨,吕彭民,等.钢—混组合梁剪力钉抗剪性能试验研究.桥梁建设,2012;42(2):63—68Chen Yixin,LüPengmin,et al.Test study of shear performance of shear studs for steel-concrete composite beams.Bridge Construction,2012;42(2):63—68
[5] 丁发兴,倪鸣,龚永智,等.栓钉剪力连接件滑移性能试验研究及受剪承载力计算.建筑结构学报,2014;9(35):98—106Ding Faxing,Ni Ming,Gong Yongzhi,et al.Experimental study on slip behavior and calculation of shear bearing capacity for shear stud connectors.Journal of Building Structures,2014;9(35):98—106
[6] Xu C,Sugiura K,Wu C,Su,Q.Parametrical static analysis on group studs with typical push-out tests.J Constr Steel Res,2012;72(5),84—96
[7] GB 50017—2003.钢结构设计规范.北京:中国计划出版社,2003GB 50017—2003.Code for design of steel structures.Beijing:China Planning Press,2003
[8] Eurocode4:design of steel structure.2005
组合剪力墙 篇8
1 试件设计制作及加载
本实验采用两种不同类型的剪力连接件, 共制作15个试件, 第一组 (A组) 9个试件, 为A类型连接件 (见图2) ;第二组 (B组) 6个试件, 为B型连接件 (见图3) 。连接件采用2mm厚Q235钢板制作, 混凝土采用C30, 混凝土拌合时加入少量缓凝剂。试验初期先浇筑混凝土块体, 待混凝土块体浇筑完成, 且尚未初凝前放入剪力连接件, 并对其位置进行固定, 直至混凝土初凝完成, 然后浇筑石膏块体, 浇筑完成后放在自然条件下风干, 试件尺寸详见图1。对以上15个试件均进行推出试验。加载装置简图见图4。
2 试验现象及试验结果
加载过程中, 石膏块体表现出明显的脆性破坏特征。加载初期, 石膏块体由于受到剪力作用, 发出“啵”的响声, 块体表面即出现明显开裂, 裂缝很快贯通石膏块体, 且裂缝走向大致与块体纵向轴线呈45°, 随着荷载的增大, 裂缝宽度不断增大, 到达极限荷载时, 石膏块体完全破坏。而此时, 连接件及混凝土块体未发现明显变形及损坏现象, 即试件最终因石膏块体破坏而无法继续承载, 试验结果见表5。
3 试验结果分析
由表5可知, A组试件的实验结果较为离散, 数据处理时为了消除极端值的影响, 因此去掉最大值与最小值后对其余数据求平均值, 并分别求出两组数据的方差, 详见表6。
由表6可知, 两种类型的剪力连接件的极限抗剪强度值相同, 均为6.53k N, 但A组数据的方差为3.40, B组数据的方差仅为1.32, 其稳定性要优于A组, 即B类型连接件要比A类型的连接件连接性能稳定。且由两类连接件构造可以看出, B类型连接件相对于A类型连接件而言, 还具有制作方便, 节省材料, 施工质量可以保障等优点, 因此实际应用时, 可建议采用B类型连接件。
4 结论
本文通过试验研究得出以下结论:
1) 横向剪力作用下, 磷石膏块体表现出明显的脆性破坏特征, 而连接件的存在使得试块表现出一定延性, 在试件开裂后荷载可以继续增加, 但试块最终还是因石膏块体剪坏而破坏, 连接件及混凝土在试验过程中, 表现出足够的强度, 在石膏退出工作之前不发生变形, 连接件较为可靠。
2) 两类不同类型剪力连接件均具有较高的抗剪强度, 但B类型连接件较A类型连接件连接效果较好, 且具有施工简单, 节约成本的优点。
摘要：在混凝土与石膏模盒之间预埋剪力连接件, 对混凝土与石膏间的两类剪力连接件进行试验研究, 实验结果表明, 两类连接件具有相同的抗剪强度, 而B类连接件比A类连接件连接效果优越, 试验数据比较稳定, 最终以石膏破坏而导致构件破坏, 连接件较为可靠。