張錫治 劉岳陽 竇玉斌 于 泳 陳 強(qiáng) 安佰平

(1.天津大學(xué)建筑設(shè)計(jì)規(guī)劃研究總院有限公司,天津 300072；2.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院,天津 300072；3.天津港(集團(tuán))有限公司，天津 300461)

在鄉(xiāng)村振興建設(shè)中研究應(yīng)用具有輕質(zhì)、保溫、承重等優(yōu)點(diǎn)于一體的新型墻板可提高城鎮(zhèn)房屋抗震和保溫性能。王小平等提出偏壓-裝配式預(yù)制混凝土墻板結(jié)構(gòu)體系，并對(duì)預(yù)制混凝土夾心墻板在豎向軸心和偏心荷載作用下進(jìn)行試驗(yàn)研究，結(jié)果表明在試件破壞之前幾乎沒有彈塑性或塑性的發(fā)展過程，為典型的脆性破壞[1]。Benayoune等通過對(duì)預(yù)制混凝土復(fù)合墻板進(jìn)行軸心受壓研究給出復(fù)合墻板軸心受壓半經(jīng)驗(yàn)式[2]；董晶等對(duì)預(yù)制輕混凝土墻板進(jìn)行豎向軸心荷載作用下的抗壓試驗(yàn)，結(jié)果表明：軸心荷載作用下墻板的破壞形態(tài)主要為劈裂破壞和失穩(wěn)破壞[3]；姚謙峰團(tuán)隊(duì)對(duì)密肋復(fù)合墻體結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗震試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，復(fù)合墻板具有多道抗震防線，表現(xiàn)出良好的抗震性能[4-5]；姚謙峰團(tuán)隊(duì)對(duì)密肋復(fù)合墻體進(jìn)行抗壓試驗(yàn)，提出了受壓承載力計(jì)算式[6-7]；文獻(xiàn)[8-9]介紹了對(duì)開洞密肋復(fù)合墻體在水平單調(diào)荷載作用下的試驗(yàn)研究，提出了開洞密肋復(fù)合墻體的剛度及受剪承載力計(jì)算式。趙考重等研究了灌芯玻璃纖維石膏墻板在軸向壓力作用下的受力性能，得到了墻板的破壞機(jī)理和承載力[10]。

上述密肋復(fù)合墻體均以混凝土框架-密肋復(fù)合墻結(jié)構(gòu)體系為研究對(duì)象，預(yù)制構(gòu)件與外框架整體澆筑；肋間填充材料以爐渣、粉煤灰砌塊為主。而蒸壓砂加氣板塊具有良好的物理性能，采用此類填充材料的密肋砂加氣復(fù)合墻體平整，可免抹灰。鑒于此，提出了承重保溫一體化預(yù)制墻板[11]，它是以單排配筋的小尺寸混凝土(肋梁、肋柱)框格為骨架，內(nèi)嵌蒸壓砂加氣混凝土砌塊,該砌塊較傳統(tǒng)砌塊在強(qiáng)度、抗?jié)B性能、保溫隔熱性能等均有質(zhì)的提升。該墻板結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)高強(qiáng)、保溫節(jié)能、易于標(biāo)準(zhǔn)化生產(chǎn)、連接構(gòu)造簡單等優(yōu)點(diǎn)，希望通過研究應(yīng)用于低層裝配式自承重墻板結(jié)構(gòu)。

研究以預(yù)制墻板進(jìn)行軸壓性能試驗(yàn)為手段，通過試驗(yàn)現(xiàn)象分析蒸壓砂加氣混凝土砌塊與混凝土框格的受力機(jī)理，研究預(yù)制墻板開洞、高厚比和加載方式對(duì)墻板軸壓性能的影響，并給出預(yù)制墻板的軸壓承載力計(jì)算式，為工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概述

1.1 試驗(yàn)的設(shè)計(jì)與制作

試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5個(gè)試件，試件尺寸及配筋如圖1所示，具體參數(shù)見表1，承重保溫一體化預(yù)制墻板制作過程如圖2所示，試件澆筑完成后置于標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)條件下養(yǎng)護(hù)，試件經(jīng)計(jì)算采用單側(cè)脫胎吊裝。為方便描述將預(yù)制墻板肋柱從左向右分為左側(cè)邊肋柱、左側(cè)中肋柱、右側(cè)中肋柱、右側(cè)邊肋柱，將肋梁從下向上分為底肋梁、下肋梁、中肋梁、上部肋梁；預(yù)制墻板內(nèi)嵌蒸壓砂加氣混凝土砌塊尺寸為600 mm×800 mm，肋梁、肋柱均采用單排HRB400縱筋2φ8,拉筋HPB300 φ6@200，肋梁、肋柱與砌塊之間均不設(shè)置拉結(jié)鋼筋，試件B150X和試件B150D研究開洞大小對(duì)預(yù)制墻板承載力的影響；試件B100和試件B150研究高厚比對(duì)預(yù)制墻板承載力的影響；試件B150Z研究加載方式對(duì)預(yù)制墻板破壞形式的影響。

表1 試件參數(shù)Table 1 Specimen parameters

a—B100、B150、B150Z；b—B150X；c—B150D。圖1 試件尺寸及配筋 mmFig.1 Sizes and rebars of specimens

1.2 材料力學(xué)性能

承重保溫一體化預(yù)制墻板的混凝土采用C30混凝土，其中混凝土中粗骨料最大粒徑不大于20 mm；蒸壓砂加氣混凝土砌塊采用天津優(yōu)博絡(luò)客新型建材有限公司生產(chǎn)的B05級(jí)砌塊，肋柱和肋梁的縱向鋼筋采用HRB400級(jí)，拉筋采用HPB300級(jí)，試驗(yàn)的5個(gè)試件均采用同一批混凝土澆筑，同時(shí)澆筑3組尺寸為150 mm×150 mm×150 mm的立方體混凝土試塊；制作3組尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的蒸壓砂加氣混凝土立方體試塊；制作3組尺寸為100 mm×100 mm×300 mm的蒸壓砂加氣混凝土棱柱體試塊。參照相應(yīng)試驗(yàn)方法[12-14]進(jìn)行材料性能試驗(yàn)，混凝土、鋼筋、蒸壓砂加氣混凝土砌塊的材料性能實(shí)測值分別見表2～表4。

表4 蒸壓砂加氣混凝土砌塊材料性能Table 4 Properties of aerated concrete blocks with autoclaved sand

a—制作鋼筋網(wǎng)片；b—鋼筋網(wǎng)片定位入模；c—砌塊定位入模；d—澆筑肋梁、肋柱；e—脫模吊裝。圖2 試件制作過程Fig.2 The making process of specimens

表2 混凝土材料性能Table 2 Properties of concrete MPa

fcu，m、fc，m分別為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度平均值和混凝土軸心抗壓強(qiáng)度平均值;Ec為混凝土彈性模量;fcu,k為混凝土立方體抗壓強(qiáng)度標(biāo)準(zhǔn)值。

表3 鋼筋材料性能Table 3 Properties of rebars

d為鋼筋直徑；fy為鋼筋的屈服強(qiáng)度；fu為抗拉強(qiáng)度。

fcu，m、fc，m分別為立方體抗壓強(qiáng)度平均值和棱柱體抗壓強(qiáng)度平均值；Eq為彈性模量。

1.3 加載制度及量測方案

加載裝置如圖3所示，在試件頂部放置剛度較大的加載鋼梁，以實(shí)施豎向單調(diào)均布加載；對(duì)于集中加載工況，在加載鋼梁底部(中間兩根肋柱的頂部)放置兩塊鋼墊塊，傳遞集中荷載。在正式加載之前先進(jìn)行幾何對(duì)中和預(yù)加載；正式加載初期每級(jí)加載約為預(yù)估峰值荷載的2%，當(dāng)加載到預(yù)估破壞荷載的75%左右，每級(jí)加載改為預(yù)估峰值荷載的1%，當(dāng)承載力下降到峰值荷載的85%或試件破壞，試驗(yàn)加載結(jié)束。為測量試驗(yàn)過程中試件的豎向和側(cè)向位移，在試件頂部和側(cè)面設(shè)置位移計(jì)b1～b6；在肋柱、肋梁的縱筋表面粘貼鋼筋應(yīng)變片以測量鋼筋應(yīng)變，肋梁鋼筋應(yīng)變片粘貼在同一側(cè)縱筋，左側(cè)兩根肋柱鋼筋應(yīng)變片粘貼在正面肋柱縱筋，右側(cè)兩根肋柱鋼筋應(yīng)變片粘貼在背面肋柱縱筋；在砌塊表面豎向粘貼應(yīng)變片測量砌塊豎向應(yīng)變，具體位置詳見圖4。試驗(yàn)過程中，記錄裂縫出現(xiàn)的位置及相應(yīng)的荷載值。

a—均布加載；b—集中加載。圖3 加載裝置示意Fig.3 Schematic diagrams of loading devices

a—試件位移計(jì)布置；b—試件應(yīng)變片布置。圖4 試驗(yàn)測量方案 mmFig.4 Test measurement schemes

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

除試件B150Z為豎向單調(diào)兩點(diǎn)集中加載外，其余試件均為豎向單調(diào)均布加載。試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)預(yù)制墻板的加載方式和墻板開洞對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象和破壞模態(tài)影響較大，下文以集中加載下試件B150Z和均布加載下試件B100、開洞試件B150X為例，說明加載方式和預(yù)制墻板開洞對(duì)試驗(yàn)現(xiàn)象的影響。

2.1.1試件B150Z

試件B150Z通過加載梁下加兩個(gè)鋼墊塊實(shí)現(xiàn)兩點(diǎn)豎向集中加載。荷載加至340 kN時(shí)，墻板頂部左、右兩側(cè)中間肋柱與砌塊結(jié)合面出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性豎向裂縫(即混凝土與砌塊不同材料交接處的裂縫)，此時(shí)豎向位移達(dá)到5.96 mm；加載至430 kN時(shí)，頂部右側(cè)砌塊出現(xiàn)第一條斜裂縫,隨著荷載持續(xù)地增加，裂縫不斷斜向延伸寬度繼續(xù)增加，并在頂部左右兩側(cè)砌塊中不斷出現(xiàn)新的斜向裂縫；當(dāng)試件達(dá)到峰值荷載533 kN時(shí)，墻板傳出“砰”的一聲巨響，墻板頂部左側(cè)中肋柱的混凝土距加載點(diǎn)300 mm處被壓碎剝落，鋼筋壓屈，同時(shí)墻板頂部的左側(cè)砌塊被壓壞，此時(shí)位移達(dá)到9.44 mm，荷載迅速下降到峰值荷載85%以下，試件破壞如圖5a所示。

2.1.2試件B100

試件B100為無洞口頂部均布加載。荷載加載至100 kN時(shí)，墻板的頂部中間砌塊與兩側(cè)肋柱的結(jié)合面出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性豎向細(xì)微裂縫；繼續(xù)加載至130 kN時(shí)，頂部中間砌塊出現(xiàn)豎向裂縫；當(dāng)加載至220 kN時(shí)，墻板底部右側(cè)砌塊與中肋柱結(jié)合面出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性豎向裂縫，同時(shí)頂部中間砌塊出現(xiàn)斜向裂縫；隨著荷載的增加上部砌塊與肋柱結(jié)合面裂縫向下發(fā)展，下部砌塊與肋柱結(jié)合面裂縫向上發(fā)展，裂縫發(fā)展穿過中間肋梁，同時(shí)上部砌塊出現(xiàn)新的斜裂縫和豎向裂縫，已有裂縫寬度逐漸增大；持續(xù)加載至730 kN，豎向位移達(dá)9.91 mm，隨后墻板傳出“砰”的一聲巨響，墻板頂部左側(cè)及中間兩根肋柱和相鄰砌塊被壓壞脫落、鋼筋壓屈，荷載迅速降低至峰值荷載85%以下，試件破壞如圖5b。

2.1.3試件B150X

試件B150X為中間開小洞口預(yù)制墻板，均布加載，其試驗(yàn)現(xiàn)象類似于試件B100，但裂縫主要出現(xiàn)在預(yù)制墻板底部左側(cè)和上部中間與右側(cè)肋格砌塊中，其中上部中間砌塊以豎向裂縫為主，其下方的肋梁底部裂縫充分發(fā)展，肋梁縱筋受拉屈服，左下方和右上方的肋格中砌塊以斜裂縫為主；肋柱受壓破壞主要發(fā)生在左側(cè)邊肋柱的底部、左側(cè)中肋柱的中部和右側(cè)中肋柱的上部；試件B150X最終為對(duì)角受壓破壞，詳見圖5c。

a—B150Z；b—B100；c—B150X。圖5 試件破壞模態(tài)Fig.5 Failure modes of specimens

2.1.4破壞模態(tài)

試驗(yàn)現(xiàn)象表明，預(yù)制墻板主要為肋柱和砌塊的受壓破壞，各試件主要區(qū)別在肋柱的破壞位置和砌塊裂縫的發(fā)展，肋柱破壞位置越靠近下方，砌塊的裂縫發(fā)展越充分；加載過程中均無面外失穩(wěn)傾向，表現(xiàn)出良好的整體受力性能和穩(wěn)定性能，試件軸力達(dá)峰值荷載后迅速下降，試件為脆性破壞；試件B150由于制作工藝和加載對(duì)齊等初始缺陷造成試件在面內(nèi)和面外均存在偏心受壓。根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象可將試件破壞模態(tài)分為三種：集中加載下的局部受壓破壞、均布加載下軸心受壓破壞和對(duì)角破壞，其主要特征如下：

1)局部受壓破壞：在豎向兩點(diǎn)集中加載工況下預(yù)制墻板首先在肋柱與砌塊的結(jié)合面出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性豎向裂縫，其次是預(yù)制墻板上部兩側(cè)砌塊出現(xiàn)裂縫，且以斜裂縫為主，最后墊塊下部肋柱的局部受壓破壞，預(yù)制墻板整體裂縫發(fā)展不充分，峰值荷載較小。

2)軸心受壓破壞：以不開洞的預(yù)制墻板為主，均布加載初期首先出現(xiàn)非結(jié)構(gòu)性豎向裂縫，其次是預(yù)制墻板上部砌塊出現(xiàn)豎向和斜裂縫，最后為預(yù)制墻板上部多根肋柱受壓破壞，其中邊肋柱破壞相對(duì)嚴(yán)重，預(yù)制墻板裂縫發(fā)展相對(duì)充分，峰值荷載大。

3)受壓對(duì)角破壞：以開洞預(yù)制墻板為主，在均布荷載作用下，其肋柱的受壓破壞發(fā)生在不同肋柱的不同高度，主要成對(duì)角破壞；預(yù)制墻板對(duì)角和上部中間砌塊均出現(xiàn)裂縫和破壞，以斜裂縫為主，裂縫發(fā)展充分，峰值荷載相對(duì)較大。

2.2 荷載-位移曲線

圖6為試件的軸向荷載-豎向位移曲線，豎向位移取百分表b1、b2、b3的平均值。峰值荷載前該曲線整體呈線性，開洞試件呈單折線，無洞口試件曲線基本呈二折線；集中加載的試件，加載過程中肋梁與砌塊間局部縫隙(靠近中間肋柱處)減小較快，荷載-位移曲線第一段折線較短；開洞試件由于墻板中間砌塊不連續(xù)導(dǎo)致砌塊和肋梁、肋柱共同受力階段不明顯，故荷載-位移僅為單折線；峰值荷載后各墻板承載力下降迅速，均表現(xiàn)為脆性破壞。峰值荷載時(shí)除試件B150X外各墻板受壓平面外側(cè)向位移沿墻高分部成“S”型(圖7)，試件B150X側(cè)向位移沿墻高分部成“J”型(圖8)，各試件側(cè)向位移較小，加載過程中無側(cè)向失穩(wěn)，表明預(yù)制墻板在試驗(yàn)所取高厚比范圍內(nèi)平面外剛度較大，能夠滿足穩(wěn)定要求。圖8給出試件B150X在不同荷載等級(jí)下沿高度方向平面外側(cè)向位移變化規(guī)律，在荷載初期試件側(cè)向位移增長緩慢，在荷載中期和后期試件側(cè)向位移增加較快，整個(gè)過程中試件的各個(gè)高度側(cè)向位移均較小，最大值為3.88 mm。

B100;B150;B150D;B150X;B150Z。圖6 荷載-豎向位移曲線Fig.6 Curves between loads and vertical displacement

B100;B150X;B150D;B150Z。圖7 峰值荷載-側(cè)向位移曲線Fig.7 Curves between peak loads and lateral displacement

100 kN;300 kN;500 kN;700 kN;900 kN。圖8 B150X側(cè)向位移分布Fig.8 Lateral displacement of B150X

隨著墻板高厚比增加，試件承載力有所減小，整體協(xié)同受力性能下降，荷載-豎向位移曲線的斜率變化不大，側(cè)向位移有所增大，但不至發(fā)生側(cè)向失穩(wěn)。集中荷載作用下，墻板呈局部破壞，墻板的峰值荷載降低，整體協(xié)同受力性能較差；均布荷載作用下，墻板峰值荷載高，整體協(xié)同受力性能較好。預(yù)制墻板隨著洞口的增大，其荷載-豎向位移曲線斜率略微降低，承載力減小，洞口的存在改變墻板的破壞模式。

2.3 荷載-應(yīng)變曲線

豎向集中荷載作用下試件上部肋柱鋼筋應(yīng)變呈中間肋柱大兩邊肋柱小，而在試件底部各肋柱縱筋應(yīng)變卻呈相對(duì)均勻狀態(tài),如圖9a所示；中肋柱縱筋應(yīng)變沿墻高方向從上往下減小，而邊柱縱筋應(yīng)變呈大趨勢(shì)，且在豎向集中荷載較大情況下出現(xiàn)底部邊柱縱筋應(yīng)變大于中間肋柱的現(xiàn)象，可以看出：豎向集中荷載作用下預(yù)制墻板通過肋格中砌塊和肋梁將荷載從中肋柱向邊肋柱傳遞。試件B150Z上截面和中截面鋼筋應(yīng)變之和隨著荷載的增加均勻增加且基本相等，而下截面的肋柱應(yīng)變之和小于前兩者的，這主要因?yàn)榧虞d過程中底部砌塊可以通過其下方的肋梁直接將荷載傳遞至地梁。豎向集中荷載作用下，試件破壞主要表現(xiàn)為中肋柱上部局部受壓破壞，荷載由上到下逐漸均勻，具有集中荷載擴(kuò)散現(xiàn)象，表明該試件結(jié)構(gòu)具有良好的整體協(xié)同受力性能。

試件在豎向均布荷載作用下上部肋柱縱筋應(yīng)變也呈現(xiàn)出中間肋柱大于邊肋柱，原因是中間肋柱兩側(cè)砌塊的存在增加中間肋柱線剛度，由于施工缺陷導(dǎo)致中間兩根肋柱線剛度不完全相同，所以中間兩根肋柱縱筋應(yīng)變不完全相同。均布荷載作用下試件中、邊肋柱縱筋應(yīng)變沿墻高方向變化規(guī)律同集中荷載的，預(yù)制墻板在均布荷載作用下會(huì)出現(xiàn)墻體內(nèi)部內(nèi)力調(diào)整現(xiàn)象，即承擔(dān)荷載大的肋柱將荷載傳遞至其他荷載較小的肋柱。圖10c給出開洞和不開洞試件同一位置荷載-肋柱縱筋應(yīng)變曲線，由于中間洞口的存在造成中肋柱和邊肋柱側(cè)向約束相同，故肋柱的縱筋應(yīng)變大致相同，不開洞試件中肋柱和邊肋柱側(cè)向約束不同導(dǎo)致在荷載后期中肋柱應(yīng)變?cè)黾虞^邊肋柱快。均布荷載作用下預(yù)制墻板各肋柱在中間砌塊和肋梁的作用下能夠協(xié)同受力，共同承擔(dān)荷載，且洞口能夠改變預(yù)制墻板中肋柱的荷載分配。

a—上、下截面肋柱鋼筋應(yīng)變；b—邊、中肋柱縱筋應(yīng)變；c—邊、中肋柱縱筋應(yīng)變之和。圖9 B150Z肋柱鋼筋應(yīng)變Fig.9 Strain of rebars in rib column B150Z

a—B100上截面肋柱鋼筋應(yīng)變；b—B100邊、中肋柱縱筋應(yīng)變；c—B100、B150X中截面肋柱鋼筋應(yīng)變。圖10 B100、B150X肋柱鋼筋應(yīng)變Fig.10 Strain of rebars in rib columns B100 and B150X

圖11給出不同形式荷載作用、不同板型的預(yù)制墻板的荷載-肋梁縱筋應(yīng)變曲線。從圖中看出：在豎向荷載作用下肋梁均受拉，不開洞的預(yù)制墻板肋梁縱筋應(yīng)變普遍較小，肋梁縱筋應(yīng)變無明顯變化，開洞時(shí)洞口頂部肋梁的縱筋在混凝土開裂時(shí)應(yīng)變發(fā)生突變；在豎向均布荷載作用下，隨著肋梁高度增加，肋梁縱筋應(yīng)變?cè)龃?。在豎向集中荷載作用下，隨著肋梁高度的增加，肋梁縱筋應(yīng)變?cè)絹碓叫?，由于肋梁和砌塊的作用，邊肋柱也會(huì)承受壓力，表明肋梁對(duì)墻板的整體協(xié)同受力起到協(xié)調(diào)作用。

a—B150Z肋梁縱筋應(yīng)變；b—B100肋梁縱筋應(yīng)變；c—B150D肋梁縱筋應(yīng)變。圖11 肋梁鋼筋應(yīng)變Fig.11 Strain of rebars in rib beams

2.4 蒸壓砂加氣混凝土砌塊的承載力占比

試件中蒸壓砂加氣混凝土砌塊所占體積約86%，砌塊對(duì)肋柱產(chǎn)生約束作用提高穩(wěn)定性，并使與肋梁、肋柱形成受力整體，而且提供部分豎向承載力。圖12給出底部的中間和側(cè)邊砌塊荷載-應(yīng)變曲線，砌塊應(yīng)變普遍較小，豎向集中荷載作用下底部中間砌塊應(yīng)變大于側(cè)邊的；均布荷載作用下不開洞試件底部中間和側(cè)邊砌塊應(yīng)變基本相等,開洞試件洞口下部砌塊應(yīng)變?cè)诩虞d初期基本等于側(cè)邊的，而在加載后期隨著荷載的增加洞口下部砌塊應(yīng)變基本保持不變，側(cè)邊砌塊應(yīng)變依舊保持增加；為研究砌塊所提供的豎向承載力占比，按文獻(xiàn)[15]提供的砌塊本構(gòu)計(jì)算出砌塊提供豎向承載力占比詳見圖13，可以看出砌塊提供的豎向承載力占比約為9%～24%。集中荷載作用下砌塊豎向承載力占比隨著荷載的增加而減小，均布荷載作用下隨著荷載的增加砌塊豎向承載力占比增加，且開洞預(yù)制墻板砌塊承載占比約為不開洞預(yù)制墻板的2/3。

B100-32;B100-34;B150Z-32;B150Z-34;B150X-32;B150X-34。圖12 蒸壓砂加氣混凝土砌塊荷載-應(yīng)變曲線Fig.12 Relation curves between loads and strain of aerated concrete blocks with autoclaved sand

B100;B150X;B150Z。圖13 蒸壓砂加氣混凝土砌塊承載力占比Fig.13 Proportions of the bearing capacity for aerated concrete blocks with autoclaved sand

2.5 承載力及軸心受壓性能影響因素

軸心受壓承重保溫一體化預(yù)制墻板在達(dá)到峰值荷載前荷載-豎向位移基本呈線性，表5給出各試件峰值荷載、開裂荷載及其對(duì)應(yīng)的豎向位移和最大側(cè)向位移，表中開裂荷載定義為預(yù)制墻板砌塊中出現(xiàn)第一條裂縫；除試件B150由于制作缺陷出現(xiàn)偏心受壓破壞外其余試件在加載過程中側(cè)向位移均小于6 mm，豎向位移均小于10 mm，豎向均布荷載作用下開裂荷載約為峰值荷載17.2%～19.8%，豎向集中荷載作用下開裂荷載為峰值荷載的63.8%；通過試驗(yàn)現(xiàn)象和結(jié)果分析承重保溫一體化預(yù)制墻板軸心受壓性能有以下影響因素：

表5 各試件主要階段試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results of main stages for specimens

1)豎向荷載形式：豎向集中荷載作用下試件的峰值荷載較低，且試件開裂荷載占比很高，試件的破壞模態(tài)為加載點(diǎn)下肋柱的局部受壓破壞，試件整體協(xié)同受力性能較差；豎向均布荷載作用的試件峰值荷載較高，試件中砌塊和肋柱、肋梁形成受力整體，協(xié)同受力，試件最終破壞為預(yù)制墻板的整體形破壞。

2)預(yù)制墻板開洞：預(yù)制墻板是否開洞直接影響其破壞模態(tài)，開洞試件在均布荷載作用下承載力相對(duì)較小，由于洞口的存在，造成開洞肋格周圍肋柱線剛度弱化，洞口在預(yù)制墻板中間肋格處可弱化中柱線剛度，減小邊柱和中柱線剛度差，使得預(yù)制墻板受力均勻；若洞口在預(yù)制墻板的兩側(cè)則作用相反，故洞口宜居中布置。

3)預(yù)制墻板高厚比：由表5可知試件在加載過程中側(cè)向位移均較小，在試驗(yàn)過程中均未出現(xiàn)失穩(wěn)破壞，高厚比在一定范圍內(nèi)(不大于26.8)墻體平面外剛度較大，但是隨著墻體高厚比增加承載力有所減小，砌塊與肋梁、肋柱協(xié)同受力性能降低。

3 軸心受壓承載力計(jì)算式

試驗(yàn)表明預(yù)制墻板整體受力性能良好，高厚比在一定范圍內(nèi)預(yù)制墻板平面外剛度較大，參考JGJ/T 275—2013《密肋復(fù)合板結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》[16]對(duì)密肋復(fù)合墻板軸心受壓承載力計(jì)算式規(guī)定：

(1)

其中αqN=1+0.4fqu.kAq/(fcu.kAc)

(1a)

φ′=1/(1+0.001 2β2)

(1b)

JGJ/T 275—2013中對(duì)集中加載工況和開洞預(yù)制墻板受壓承載力沒有特殊注明，根據(jù)試驗(yàn)過程中試件破壞模態(tài)和承載力發(fā)現(xiàn)式(1)不適用于豎向集中荷載及開洞預(yù)制墻板承載力計(jì)算，結(jié)合GB 50010—2010《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[17]中關(guān)于鋼筋混凝土軸心受壓構(gòu)件正截面承載力計(jì)算式(2)，分別給出豎向集中荷載和均布荷載工況下的承重保溫一體化預(yù)制承載力計(jì)算式(3)、(4)。

(2)

豎向集中荷載工況下：

(3)

式中：φ同式(2)按l0/b′查表，b′為肋柱接觸砌塊邊長度；A′為荷載作用點(diǎn)下肋柱截面面積之和。

豎向均布荷載工況下：

(4)

式中：φ′為墻體穩(wěn)定性系數(shù)，按式(1b)計(jì)算；Ac1、Ac2分別為預(yù)制墻體內(nèi)各混凝土中肋柱、邊肋柱橫截面面積之和；αqN為填充體對(duì)墻體受壓承載力的影響系數(shù)，開洞預(yù)制墻板時(shí)αqN=1，非開洞預(yù)制墻板同式(1a)；φ為鋼筋混凝土構(gòu)件穩(wěn)定性系數(shù)，開洞預(yù)制墻板時(shí)同式(2),否則φ=1。

將試驗(yàn)結(jié)果與式(3)、(4)計(jì)算結(jié)果對(duì)比列于表6中，按算式計(jì)算的承載力與試驗(yàn)值相接近但有一定誤差，墻板B150在均布荷載作用下，由于試件存在施工質(zhì)量等問題，試驗(yàn)過程中出現(xiàn)嚴(yán)重偏心，導(dǎo)致試驗(yàn)承載力偏低；可以認(rèn)為本算式計(jì)算值是較安全可靠的。

表6 計(jì)算值和試驗(yàn)值對(duì)比Table 6 Comparisons of the calculated and tested values

誤差=(試驗(yàn)值-計(jì)算值)/試驗(yàn)值。

4 結(jié)束語

通過5榀承重保溫一體化預(yù)制墻板的軸壓試驗(yàn)，研究軸壓作用下洞口、高厚比及加載方式對(duì)墻板的破壞模態(tài)、承載力、整體受力等受壓性能的影響，主要結(jié)論如下：

1)承重保溫一體化預(yù)制墻板因其豎向加載方式和開洞與否分為不同破壞模態(tài)，主要表現(xiàn)在肋柱破壞位置的不同和砌塊中裂縫的發(fā)展情況；各試件荷載-豎向位移曲線基本呈線性，峰值荷載后，荷載迅速下降，屬于脆性破壞；高厚比小于26.8時(shí)墻體無平面外失穩(wěn)，隨著墻體高厚比增加承載力有所減小。

2)豎向軸心荷載作用下，預(yù)制墻板上部各肋柱受力不均，經(jīng)肋梁與砌塊的內(nèi)力調(diào)整后，預(yù)制墻板下部各肋柱受力相對(duì)均勻；肋梁與肋柱形成整體框架，約束砌塊，協(xié)同受力，提高墻板豎向承載力。

3)承重保溫一體化預(yù)制墻板的框格和蒸壓砂加氣混凝土砌塊相互作用共同承擔(dān)豎向荷載；肋柱承擔(dān)主要的豎向荷載，砌塊承擔(dān)的荷載值約占總荷載的9%～24%。砌塊與框格相互約束，提高墻板的穩(wěn)定性，間接提高墻板的承載力。

4)給出承重保溫一體化預(yù)制墻板軸心受壓承載力計(jì)算式，為該結(jié)構(gòu)墻板的承載力設(shè)計(jì)提供依據(jù)。