彭佳斌，溫曉東，田穩(wěn)苓，趙曉輝

(1 河北工業(yè)大學土木與交通學院， 天津 300401；2 天津住宅建設發(fā)展集團有限公司， 天津 300041)

0 引言

目前建筑外墻外保溫工程采用的主要材料為模塑聚苯板(EPS)、擠塑聚苯板(XPS)等有機保溫材料，此類材料最大的缺點是耐久性差且容易產生火災隱患，需要采用聲學信號檢測等方法進行檢測[1]。為克服聚苯板的缺點，同時滿足建筑節(jié)能和環(huán)保的要求，蒸壓加氣混凝土板被逐漸應用到外墻保溫系統(tǒng)中。蒸壓加氣混凝土不僅是A級不燃材料，而且其廢棄物可回收再利用[2]，優(yōu)勢突出。

蒸壓加氣混凝土板既可作為外墻保溫板，也可作為建筑保溫圍護結構[3]。目前，學者們不僅對蒸壓加氣混凝土板的質量控制問題進行了探討[4-6]，還對其基本力學性能進行了研究[7-8]，對于其作為圍護結構時的抗震性能，張大鵬[9]研究發(fā)現(xiàn)蒸壓加氣混凝土板應用于裝配式鋼結構具有很好的抗震性能和耗能能力；曹正罡[10]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)蒸壓加氣混凝土墻板可提高鋼框架的初始剛度、峰值荷載以及耗能能力。

蒸壓加氣混凝土板作為圍護結構時，與主體結構的連接節(jié)點是關鍵環(huán)節(jié)。肖偉[3]研究發(fā)現(xiàn)蒸壓加氣混凝土墻板先于結構主體退出工作，主要是連接節(jié)點出現(xiàn)破壞；倪輝[11]指出連接框架與墻板的節(jié)點類型對墻板的應力最大值有較為明顯的影響；Shane Wilson[12]提出蒸壓加氣混凝土板的損壞都是由連接件與板材接口的破裂或破碎引起的。張國偉、陳博珊[13-14]提出的新型預埋件節(jié)點使得蒸壓加氣混凝土板的節(jié)點承載力大幅提高；姜鵬霄[15]利用對拉螺桿實現(xiàn)蒸壓加氣混凝土板與鋼筋混凝土剪力墻的復合，但體系的耐久性較差；肖偉[3]提出采用“搖擺式”節(jié)點將板材與主體結構連接，可以減輕破壞。

應用于裝配式建筑的預制外墻保溫板的相關技術已經比較成熟[16]，而將蒸壓砂加氣混凝土板作為外墻外保溫結構的相關研究較少，本文采用的蒸壓砂加氣保溫板外墻外保溫系統(tǒng)[17](圖1)，以粘結砂漿作為膠粘劑，采用專用連接件和拉筋將蒸壓砂加氣混凝土板固定到鋼筋混凝土剪力墻上，連接件的翼緣能夠為保溫板提供支撐，拉結鋼筋通過鋼筋固定頭與混凝土墻體連接，進一步提高了保溫板與混凝土墻體的整體性。通過試驗研究和數(shù)值模擬分析對蒸壓砂加氣外墻外保溫系統(tǒng)的力學性能作出評價，為蒸壓砂加氣混凝土板應用到外墻外保溫提供依據。

圖1 蒸壓砂加氣保溫板外墻外保溫系統(tǒng)

1 試件設計與加載

1.1 試件設計

試件根據工程中常用尺寸進行設計，鋼筋混凝土墻體試件包括4片L形截面墻體(圖2)和2片T形截面墻體(圖3)兩種。

圖2 L形截面試件構造圖

圖3 T形截面試件構造圖

試驗用蒸壓砂加氣混凝土板厚度為100mm，試件構造做法如表1所示。試件SJ3-L僅用于測試加載系統(tǒng)是否正常。SJ1-L和SJ4-L作為對比組，研究連接件和拉筋的作用；SJ4-L和SJ5-L作為對比組，研究不同截面形式對墻體受力影響；SJ2-L和SJ6-L作為對比組，研究加載到彈塑性層間位移限制時，不同截面形式及不同構造做法之間的區(qū)別。

試件構造做法表1

1.2 測點布置與加載

1.2.1 測點布置

連接件應變片布置如圖4所示；保溫板中拉結鋼筋應變片布置如圖5所示。

圖4 連接件應變片布置

圖5 保溫板中拉結鋼筋應變片布置

1.2.2 加載

試驗加載系統(tǒng)如圖6所示，由豎向加荷系統(tǒng)和水平加荷系統(tǒng)兩部分組成。

圖6 加載系統(tǒng)

豎向荷載由剛度較大的門式鋼架通過100t的油壓千斤頂施加。水平荷載采用水平推拉力均為200t的電液伺服作動器來施加。

試件SJ1-L，SJ4-L，SJ5-T的加載制度如下：豎向荷載根據墻體的軸壓比設計值、墻體橫截面面積、混凝土軸心抗壓強度設計值進行計算，豎向荷載一次加載并保持穩(wěn)定，L形試件豎向荷載為544.8kN，T形試件豎向荷載為601.2kN。水平荷載分兩階段加載：1)力控制階段，正向加載到混凝土墻體出現(xiàn)裂縫，此時荷載為臨界荷載Pcr，以此荷載值往復加載三次；2)位移控制階段，為合理地控制加載級數(shù)。加載至±Δ=±H/360=±6.4mm(H為層高，本文取墻體高度)，往復三次。以Δ為位移增量，按±Δ，±2Δ，±3Δ，…，加載，每級往復三次，直至試件破壞。

對試件SJ2-L和SJ6-T，僅研究罕遇地震作用下的薄弱層墻體，豎向荷載與試件SJ1-L，SJ4-L，SJ5-T的加載情況相同。水平荷載分兩階段加載：1)力控制階段，正向加載到混凝土墻體出現(xiàn)裂縫，此時荷載為臨界荷載Pcr，以此荷載值往復加載三次；2)位移控制階段，繼續(xù)加載至±Δ，往復三次。以Δ為位移增量，每級往復三次，可加載至《建筑抗震設計規(guī)范》(GB 50011—2010)(2016年版)規(guī)定的彈塑性層間位移限值±3Δ=±H/120=±19.2mm。

2 試驗現(xiàn)象與試驗結果分析

2.1 試驗現(xiàn)象分析

試件SJ1-L加載至彈塑性層間位移限值3Δ時，腹板和翼緣保溫板裂縫情況如圖7(a)所示，保溫板未出現(xiàn)貫通裂縫，粘結砂漿能保證保溫板的可靠連接；加載至5Δ時，腹板內側三條保溫板脫粘(圖7(b))，此時粘結砂漿已經無法保證保溫板的可靠連接；加載至9Δ時，墻體腹板角部混凝土壓碎，豎向鋼筋拉斷(圖7(c))，保溫板出現(xiàn)貫通斜裂縫(圖7(d))。

圖7 試件SJ1-L試驗現(xiàn)象

試件SJ2-L加載至到彈塑性層間位移限值3Δ時，混凝土墻體出現(xiàn)大量交叉X形裂縫，且裂縫較長(圖8(a))；保溫板開裂情況如圖8(b)所示，裂縫數(shù)量較少，且裂縫長度較短。證明墻體在變形過程中，保溫板開裂情況要輕于混凝土墻體。

圖8 試件SJ2-L試驗現(xiàn)象

經試件SJ3-L的加載測試發(fā)現(xiàn)加載系統(tǒng)工作正常。加載過程中，在試件陽角底部出現(xiàn)豎向裂縫，并出現(xiàn)保護層脫落的現(xiàn)象。試驗最終狀態(tài)為：試件翼緣和腹板端部混凝土壓碎，兩端豎向鋼筋壓屈(圖9)，破壞形式以彎曲破壞為主。

圖9 試件SJ3-L試驗現(xiàn)象

試件SJ4-L加載至彈塑性層間位移限值3Δ時，保溫板未出現(xiàn)貫通裂縫。繼續(xù)加載直至混凝土墻體腹板端部出現(xiàn)壓碎，豎向鋼筋壓屈，此時，混凝土墻體砂漿脫落(圖10(a))；保溫板在腹板角部形成貫通裂縫，但由于連接件和拉筋的作用，保溫板未脫落，同時由于玻纖網的拉結作用，外層砂漿也未出現(xiàn)脫落(圖10(b))；混凝土墻翼緣出現(xiàn)壓碎(圖10(c))，而保溫板翼緣只是出現(xiàn)貫通裂縫(圖10(d))。

圖10 試件SJ4-L試驗現(xiàn)象

試件SJ5-T加載至彈塑性層間位移限值3Δ時，保溫板未出現(xiàn)貫通裂縫，加載至7Δ時，腹板角部未見貫通裂縫(圖11(a))，但翼緣下部出現(xiàn)貫通水平裂縫(圖11(b))，繼續(xù)加載至墻體混凝土壓碎，豎向鋼筋壓屈時，混凝土墻破壞情況(圖11(c))較保溫板破壞情況(圖11(d))嚴重，根據試驗現(xiàn)象，在墻體變形較大的部位，玻纖網對相應位置處保溫板的裂縫發(fā)展起到了一定的延緩作用。

圖11 試件SJ5-T試驗現(xiàn)象

試件SJ6-T加載至彈塑性層間位移限值3Δ時，保溫板未出現(xiàn)貫通裂縫(圖12(a))，三層保溫板無貫通裂縫(圖12(b))，另外連接件附近保溫板出現(xiàn)斜向裂縫，說明墻體在彈塑性變形階段，變形較大部位連接件處存在應力集中現(xiàn)象。

圖12 試件SJ6-T試驗現(xiàn)象

綜上，T形試件外貼保溫板開裂情況整體上要輕于L形試件，這是由于L形試件在加載過程中存在扭轉效應。

2.2 試驗結果分析

2.2.1 連接件應變分析

連接件采用的鋼材為Q235鋼，其名義屈服微應變?yōu)?35/(2.0×105)×106=1 175με。

試件SJ2-L連接件應變整體較小，最大應變?yōu)?0με，僅達到屈服應變的5%左右；整體上，上層連接件的應變小于下層，但差別不明顯。

試件SJ4-L連接件的最大應變?yōu)?00με，出現(xiàn)在LJ2上，僅達到屈服應變的50%左右；其他連接件應變均較小，均不超過屈服應變的35%；整體上，上層連接件應變小于下層；翼緣連接件的應變小于腹板。

試件SJ5-T連接件的最大應變?yōu)?00με，出現(xiàn)在LJ3上，僅達到屈服應變的25%左右，達到彈塑性層間位移限值時，應變?yōu)?00με，僅達到屈服應變的8%；LJ5上測點最大應變約為105με，下測點最大應變約為250με，說明連接件上表面受力小于下表面；整體上，上層連接件應變小于下層。翼緣連接件的應變大于腹板。

試件SJ6-T連接件的應變整體很小，小于屈服應變的8%。

從以上數(shù)據可以看出：1)L形試件中的連接件最大應變?yōu)?00με，僅達到屈服應變的50%左右；2)T形試件中的連接件最大應變?yōu)?50με，僅達到屈服應變的20%左右；3)總體上下層連接件受力大于上層，連接件的上表面應變要小于下表面；4)由于扭轉效應，L形試件中連接件應變大于T形試件中對應位置連接件應變，L形試件連接件最大應變出現(xiàn)在腹板底部而T形試件出現(xiàn)在翼緣。

2.2.2 拉筋應變分析

拉結鋼筋采用HRB500高強鋼筋，其名義屈服應變?yōu)?00/(2.0×105)×106=2 500με。

試件SJ2-L拉筋最大應變?yōu)?00με，出現(xiàn)在GJ1中，僅達屈服應變的20%；腹板拉筋的應變大于翼緣。

試件SJ4-L拉筋最大應變?yōu)? 000με，出現(xiàn)在GJ1中，僅達到屈服應變的40%左右；翼緣拉筋應變較小，最大約為150με，僅達到屈服應變的6%左右，腹板拉筋應變大于翼緣。

試件SJ5-T拉筋最大應變約為500με，出現(xiàn)在GJ1中，僅達到屈服應變的20%左右；腹板中拉筋應變大于翼緣。

從拉筋應變值可以看出：1)L形和T形試件中拉筋均未達到屈服，其中拉筋最大應變?yōu)? 000με，拉筋最大應變僅達到屈服應變的40%；2)腹板中的拉筋應變大于翼緣中拉筋的應變；3)整體上L形試件中拉筋應變大于T形試件中對應位置拉筋應變。

3 數(shù)值模擬分析

本節(jié)基于非線性鋼筋混凝土有限元分析理論，結合試驗研究，采用ANSYS軟件進行數(shù)值模擬。

3.1 基本假定

(1)鋼筋混凝土墻體按彌散模型考慮，即將鋼筋混凝土作為均質材料。

(2)砂漿膠粘劑粘結的塊體保溫板按整體板考慮，不考慮保溫板各塊體之間的滑移。

(3)砂漿粘結層采用無厚度接觸單元來模擬。

(4)考慮保溫板的拉裂和壓碎，其非線性應力-應變曲線參考混凝土應力-應變特征，進行強度調幅。

(5)考慮到連接件與混凝土墻通過錨栓連接，混凝土墻變形會帶動連接件一起變形，建模時將殼單元的折角節(jié)點與混凝土墻的錨栓位置自由度全耦合。同時將拉筋在錨入混凝土墻的部位與相應位置的混凝土節(jié)點建立耦合。

3.2 材料參數(shù)

通過材性試驗測定得到砂漿粘劑初始黏聚力為0.6MPa，最大摩擦力為1.2MPa，其他具體參數(shù)如表2所示。

有限元模型材料參數(shù) 表2

3.3 單元選擇

對于鋼筋混凝土和保溫板采用Solid65單元模擬，連接件采用三維彈塑性殼單元Shell181模擬,拉筋采用Link8單元模擬,砂漿膠粘劑采用接觸單元Targe170與Conta173模擬。

3.4 加載方式

鋼筋混凝土試件在低周反復荷載作用下的承載力骨架曲線與單調加載制度下的力-位移曲線相近，因此本節(jié)只做試件在水平單調荷載下的數(shù)值模擬分析。計算中地梁底部取為固定邊界。分析類為靜態(tài)分析。

計算中的荷載步如下：1)Step1-施加材料自重；2)Step2-施加軸壓荷載，軸壓荷載值與試驗數(shù)值相同；3)Step3-相應于彈性變形階段情況，在加載梁頂面施加水平位移H/1 000，計算模型各部分的受力情況；4)Step4-相應于彈塑性變形階段情況，在加載梁頂面施加水平位移H/120，計算模型各部分的受力情況。

3.5 計算結果及分析

圖13給出了L形試件各部分的應力(von Mises應力，余同)、變形、內力情況。彈性變形階段：混凝土墻體和保溫板系統(tǒng)處于彈性變形階段，達到彈性位移限值時，墻體受拉側底部應力最大為1.46MPa，略大于混凝土抗拉強度，已經開裂，與試驗現(xiàn)象接近；粘結砂漿上應力最大為0.08MPa，未達到初始黏聚力，未出現(xiàn)相對位移，與試驗現(xiàn)象接近；連接件應力整體較??；在鋼筋固定頭處，拉筋軸力出現(xiàn)拉壓變化。

圖13 L形試件有限元計算結果

彈塑性變形階段：混凝土墻翼緣受壓側應力達到28.65MPa，超過混凝土抗壓強度，混凝土壓碎，與試驗現(xiàn)象接近；保溫板在連接件處應力較大，達到3.00MPa，試驗中同樣發(fā)現(xiàn)該部位出現(xiàn)貫通裂縫；粘結砂漿局部應力達到1.00MPa，超過初始黏聚力且接近最大摩擦力，腹板受拉側底部附近出現(xiàn)3.68mm的相對位移，試驗觀測該處相對位移約為2mm；連接件整體應力較小，與試驗結果一致；拉筋最大應力為212.74MPa，試驗結果為1 000×10-6×2×105=200MPa，兩者接近。

圖14給出了T形試件各部分的應力、變形及內力情況。彈性變形階段：混凝土墻體和保溫板系統(tǒng)處于彈性變形階段，墻體腹板受拉側底部最大應力為1.51MPa，略大于混凝土抗拉強度，發(fā)生開裂，與試驗現(xiàn)象相近；粘結砂漿上應力最大為0.16MPa，尚未達到初始黏聚力，未出現(xiàn)相對位移，與試驗現(xiàn)象接近；連接件應力整體較??；在鋼筋固定頭處，拉筋軸力出現(xiàn)拉壓變化。

圖14 T形試件有限元計算結果

彈塑性變形階段：剪力墻翼緣底部應力達到21.17MPa，超過混凝土的抗壓強度，混凝土壓碎，與試驗現(xiàn)象相近；保溫板在連接件處應力較大，達到2.2MPa，試驗中同樣發(fā)現(xiàn)該部位出現(xiàn)貫通裂縫；粘結砂漿局部應力達到1.43MPa，超過最大摩擦力，腹板受拉側底部出現(xiàn)5.10mm的滑移量，試驗觀測值為3mm；連接件應力整體較小，與試驗結果一致；拉筋最大應力約為123.28MPa，試驗中試件SJ5-T拉筋最大應力為500×10-6×2×105=100MPa，兩者較為接近。

3.6 實際工程有限元分析

針對某實際工程中剪力墻保溫板系統(tǒng)進行有限元仿真計算，分析兩類L形試件在彈性階段和彈塑性階段情況下的變形及內力情況。其中第一類試件腹板長1.6m，翼緣長0.6m，第二類試件腹板長2.1m，翼緣長1.0m，剪力墻高均為2.85m，厚0.2m，保溫板厚度為100mm。

第一類L形試件：同試驗中L形試件反應特征基本一致(圖15)。彈性變形階段情況：墻體腹板受壓側應力集中明顯，但未達到極限強度，翼緣側底部開裂；保溫板腹板在連接件處應力集中比較顯著，但尚未達到抗壓極限強度，保溫板翼緣應力較?。徽辰Y砂漿應力最大為0.17MPa，未達到滑移狀態(tài)；在鋼筋固定頭處，拉筋軸力出現(xiàn)拉壓變化，但整體上力值不大，最大值67MPa；連接件應力最大為73MPa，出現(xiàn)在腹板右上角部。

圖15 第一類L形試件有限元計算結果

彈塑性階段情況：整體破壞主要呈彎曲型，腹板受壓側較大范圍接近抗壓強度極限；保溫板在連接件處應力較大，腹板角部接近抗壓極限強度；粘結砂漿應力超過初始黏聚力，翼緣受拉側保溫板底部附近出現(xiàn)微量滑移，約為4.0mm；腹板受壓側底部附近連接件應力較大，翼緣板連接件應力較??；拉筋以受拉為主，腹板中部應力較大。

第二類L形試件(圖16)。彈性階段情況：墻體腹板受壓側應力集中明顯，但未達到極限強度，翼緣側底部有微小開裂；保溫板翼緣應力較?。徽辰Y砂漿應力最大為0.17MPa，出現(xiàn)在翼緣下側角部，未達到滑移狀態(tài)；拉筋以受拉為主，最大拉力值68MPa；連接件應力最大為78MPa，出現(xiàn)在腹板右上角部。

圖16 第二類L形試件有限元計算結果

彈塑性階段情況：整體破壞特征呈彎-剪復合型，破壞區(qū)域集中在腹板右下部受壓區(qū)，由于剪切變形明顯，腹板斜對角范圍內同樣出現(xiàn)較大應力；粘結砂漿應力超過初始黏聚力，保溫板翼緣受拉側陽角底部出現(xiàn)微量滑移，約為4.0mm；腹板受剪斜截面兩端附近連接件應力較大，整個翼緣板連接件應力均比較??；拉筋以受拉為主，其中位于腹板中上部的兩排拉筋應力較大。

通過實際工程有限元分析發(fā)現(xiàn)，墻體腹板寬度對混凝土墻體以及保溫板應力分布影響較小，但是對連接件和拉筋的應力大小及分布影響較大，墻體寬度較大時，應相應減小連接件布置間距或增加連接件數(shù)量，拉筋也應進行適當加強。

4 結論

(1)混凝土墻體破壞時，保溫板有較大裂縫，玻纖網有拉斷外露現(xiàn)象，但系統(tǒng)整體性較好，未發(fā)生脫落，混凝土墻體先于保溫板發(fā)生破壞。

(2)連接件和拉筋能夠發(fā)揮很好的連接作用，保溫板和混凝土墻體能協(xié)同工作，但是L形試件的扭轉效應會削弱這種作用。

(3)連接件最大應變?yōu)?00με，僅達到承載力的50%左右；拉筋最大應變?yōu)? 000με，拉筋最大應變僅達到承載能力的40%。連接件和拉筋在整個受力過程中均未發(fā)生破壞，并且擁有較多的安全儲備，表明本文采用的連接形式可靠。

(4)本文采用的有限元分析模型能夠較好地模擬蒸壓砂加氣保溫板外墻外保溫結構，能夠為后續(xù)的數(shù)值模擬研究提供參考。