王松巖趙樹峰焦紅吳春靖

(1.山東建筑大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 濟南 250101；2.濟南金科駿耀房地產(chǎn)開發(fā)有限公司，山東 濟南 250101)

0 引言

改性硅質(zhì)輕型復(fù)合墻板(以下簡稱改性墻板)是由發(fā)泡水泥芯材、砂漿層以及砂漿層內(nèi)的鋼絲網(wǎng)3 種材料復(fù)合成型的輕質(zhì)墻板，是在普通硅質(zhì)輕型復(fù)合墻板(以下簡稱普通墻板)的基礎(chǔ)上將砂漿層內(nèi)的耐堿玻纖網(wǎng)替換成了鋼絲網(wǎng)以達到增強墻板的各項性能的目的。其具有輕質(zhì)、高強、保溫、隔熱、抗震、環(huán)保等特點，主要用于建筑非承重墻體[1-4]，在實際施工中得到了廣泛的應(yīng)用。

人們對于節(jié)能環(huán)保要求和勞務(wù)成本的不斷提高，為裝配式建筑帶來了難得的發(fā)展機遇[5-10]。目前在基礎(chǔ)理論方面，學(xué)者們對復(fù)合墻板展開了相關(guān)的研究。SALGADO 等[11]試驗研究了纖維增強復(fù)合材料和蒸壓加氣混凝土芯層夾芯板的彎曲性能，得到了在夾層結(jié)構(gòu)中，復(fù)合材料的輔助可使蒸壓加氣混凝土板擁有更好的延性。AHMAD 等[12]分析了發(fā)泡聚苯乙烯鋼筋混凝土夾芯板在軸向和面內(nèi)剪切載荷作用下的結(jié)構(gòu)性能，得到了裂紋的破壞模式、裂紋擴展、軸向極限承載力和面內(nèi)剪切強度及應(yīng)力-應(yīng)變曲線。張國偉等[13]將高效保溫材料內(nèi)置于普通加氣混凝土板，形成復(fù)合板并進行抗彎試驗，得到了復(fù)合板的開裂彎矩比普通板有所提高、復(fù)合板的跨中撓度隨內(nèi)置保溫材料厚度的增加而增大的結(jié)論。李清海等[14]對采用不同配筋率的鋼絲網(wǎng)片增強混凝土外掛墻板進行抗彎試驗，得到了墻板的比例極限強度、破壞強度及其對應(yīng)撓度均隨配筋率的增加呈線性增加趨勢的結(jié)論。潘毅等[15]研究了碳纖維增強復(fù)合網(wǎng)格加固鋼筋混凝土梁的抗彎性能，得到了碳纖維增強復(fù)合網(wǎng)格對梁的抗彎加固效果明顯的結(jié)論，改良了既有的抗彎承載力計算模型，發(fā)現(xiàn)理論計算值與試驗值吻合較好。

綜上所述，對復(fù)合墻板的改性研究主要集中于改變墻板的復(fù)合方式和添加增強材料兩方面。其中，采用鋼絲網(wǎng)作為增強材料復(fù)合墻板的研究有待完善；并且目前通過改變復(fù)合層數(shù)來提高復(fù)合墻板抗彎性能的相關(guān)研究較少。墻板應(yīng)用于高層建筑時，受水平風(fēng)荷載影響較大，易出現(xiàn)受彎破壞。在此基礎(chǔ)上，文章對改性墻板進行抗彎性能研究，分析其受彎時的破壞機理，同時與普通型墻板進行對比，建立改良計算模型，為墻板的應(yīng)用提供理論依據(jù)。

1 墻板抗彎性能試驗概況

1.1 墻板設(shè)計

試驗中共設(shè)計了14 塊墻板進行抗彎性能試驗，這些墻板分為7 組，其中2 組為普通型墻板、5 組為改性墻板。墻板的平面尺寸為4 200 mm×600 mm、厚度為200 mm。墻板設(shè)計時，考慮了墻板復(fù)合方式的不同，其普通型墻板的芯材分為1 層(砂漿層-芯材-砂漿層，Ordinary wallboard，OW 型)和3 層(砂漿層-芯材-砂漿-層芯材-砂漿層-層芯材-砂漿層，Multilayer wallboard，MW 型)兩種復(fù)合方式，改性墻板的芯材分為1 層(砂漿層-芯材-砂漿層，Modification ordinary wallboard，MOW 型)、3 層(砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層，Modification multilayer wallboard， MMW 型， 包含MMW1、MMW2、MMW3)和4 層(砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層-芯材-砂漿層，包含MMW4)3 種復(fù)合方式。墻板的具體設(shè)計參數(shù)詳見表1，類型如圖1 所示，其中b為墻板寬度，h為墻板厚度。

表1 改性和普通型墻板參數(shù)表

圖1 改性型墻板類型截面示意圖

墻板澆筑時，留取標(biāo)準(zhǔn)材性試塊在相同環(huán)境下養(yǎng)護。試驗開始前，測定發(fā)泡水泥芯材、砂漿標(biāo)準(zhǔn)試塊、耐堿玻纖網(wǎng)以及鋼絲網(wǎng)的力學(xué)性能，各項性能指標(biāo)見表2。

表2 材料基本力學(xué)性能表

1.2 測點布置

根據(jù)GB 15762—2008《蒸壓加氣混凝土板》[16]要求，在板跨中位置的側(cè)面布置5 個間距均等的應(yīng)變測點，在板面跨中位置布置3 個間距均等的應(yīng)變測點，共設(shè)9 個；在板底跨中和1/4 位置以及板面支座處布置相應(yīng)的位移計，并將其固定在鐵支架上，共設(shè)4 個。試驗研究改性墻板的抗彎性能，在均布荷載作用下測試墻板的位移、應(yīng)變、開裂荷載和極限承載力等。試驗中具體測點位置如圖2 所示。試驗過程采用TST3826E 動態(tài)應(yīng)變測量系統(tǒng)對應(yīng)變片和位移計進行數(shù)據(jù)采集。

圖2 試驗裝置和應(yīng)變片布置圖/mm

1.3 加載制度

墻板一端采用固定鉸支座，另一端采用滾動鉸支座，為確保施加荷載的均勻性，在鋪設(shè)紅磚前進行稱重。試驗中采用的加載制度按照GB/T 23451—2009《建筑用輕質(zhì)隔墻條板》[17]執(zhí)行:空載靜置2 min，按照≥5 級施加荷載，每級荷載取墻板自重的15%；用紅磚堆荷的方式從兩端到中間均勻加荷，堆長相等，間隙均勻，堆寬與板寬相同，每級持荷時間為5 min。

2 試驗現(xiàn)象與分析

采用數(shù)理統(tǒng)計的方法，分析各組試驗數(shù)據(jù)及現(xiàn)象，描述其中具有代表性的墻板，其中OW、MOW 和MMW 型墻板試驗破壞現(xiàn)象相似，以墻板MMW1 型為例，改性墻板自開始加載直至發(fā)生彎曲破壞的整個過程為:墻板在自重的情況下，初始撓度為0；當(dāng)荷載加至第3 級荷載時，在墻板側(cè)面的跨中附近出現(xiàn)首條豎向裂縫，此裂縫靠近板底且有向板底延伸的趨勢，取上一級荷載，即2.84 kPa 為開裂荷載，開裂時跨中撓度為1.56 mm；當(dāng)荷載加至3.68 kPa時，在首條裂縫兩側(cè)出現(xiàn)4 條新增裂縫，且其中的2 條裂縫已經(jīng)延伸至板底，首條裂縫也繼續(xù)向兩側(cè)延伸，此時跨中撓度為7.66 mm；隨著荷載的繼續(xù)增加，在板的1/4～3/4 處出現(xiàn)新的裂縫，并且原有裂縫不斷加寬，并向板底延伸，直至在板底出現(xiàn)多條貫通裂縫；最終荷載加至第10 級荷載，墻板出現(xiàn)響聲，底部砂漿內(nèi)的鋼絲被拉斷，墻板發(fā)生斷裂，頂面砂漿層無明顯壓潰現(xiàn)象，取上一級荷載，即6.02 kPa 為極限荷載，破壞時跨中撓度為48.32 mm，其裂縫分布如圖3 所示。

圖3 不同墻板裂縫發(fā)展情況圖

以MW-2 型為例，MW 型墻板自開始加載直至發(fā)生彎剪破壞的整個過程為:墻板在自重的情況下，初始撓度為0；當(dāng)荷載加至第2 級荷載時，在板側(cè)面的跨中附近出現(xiàn)首條較短的豎向裂縫，取上一級荷載，即2.15 kPa 為開裂荷載，跨中撓度為0.44 mm；當(dāng)荷載加至3 kPa 時，在首條裂縫的兩側(cè)出現(xiàn)5 條新增裂縫，新出的裂縫有豎向延伸的趨勢，首條裂縫有斜向延伸的趨勢，跨中撓度為3.89 mm，隨著荷載的繼續(xù)增加，在板的1/4 ～3/4 處出現(xiàn)新的裂縫，原有裂縫向板底延伸，寬度激增并發(fā)展為斜裂縫，下部砂漿面層開始出現(xiàn)與墻板主體剝離的裂縫；最終加載至第10 級荷載，墻板出現(xiàn)響聲，底部砂漿內(nèi)的耐堿玻纖網(wǎng)斷裂，頂面砂漿層無明顯壓潰現(xiàn)象，取上一級荷載，即6.09 kPa 為極限荷載，跨中撓度為69.87 mm，其裂縫分布如圖4 所示。

圖4 MW 型墻板裂縫發(fā)展情況圖

普通型墻板具有兩種破壞模式，即OW 型墻板的彎曲破壞和MW 型墻板的彎剪破壞；改性墻板的破壞模式以彎曲破壞為主，MOW 型和MMW 型墻板的破壞模式均為彎曲破壞。墻板在破壞的過程中，裂縫主要集中在板的1/4 ～3/4 處，支座處基本無裂縫的產(chǎn)生；墻板在破壞過程中，裂縫發(fā)展豐滿，跨中撓度變化明顯，且斷裂面均發(fā)生在跨中。墻板的各個破壞模式圖如圖5 所示。

圖5 墻板的破壞模式圖

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 特征荷載及分析

墻板在均布荷載的作用下，均經(jīng)歷了未裂、裂縫和破壞階段。但由于墻板的復(fù)合方式不同，導(dǎo)致不同類型的墻板在每個階段所表現(xiàn)的性能存在一定的差異。試驗的加載結(jié)果見表3。

表3 墻板加載結(jié)果(平均值)表

分析表3 中的數(shù)據(jù)可知，在開裂荷載方面，改性墻板MOW 型和MMW 型比普通墻板OW 型和MW型分別提高了20.71%和29.44%，說明在墻板復(fù)合方式不變的情況下，將耐堿玻纖網(wǎng)換成鋼絲網(wǎng)，使墻板的初始剛度增大、墻板的開裂荷載顯著提高。MMW1 型墻板比MOW 型墻板的提高了25.0%，MW型比OW 型墻板的提高了16.57%，說明在增強材料不變的情況下，改變復(fù)合方式，使墻板的慣性矩增大，墻板的開裂荷載顯著提高。

在極限荷載方面，改性墻板MOW 型和MMW型比普通墻板OW 型和MW 型分別提高了2.36%和4.65%，說明在復(fù)合方式相同的條件下，將玻纖網(wǎng)換成鋼絲網(wǎng)，墻板的極限承荷載提升不明顯，原因在于墻板破壞時二者提供的極限拉力相差較小。MMW1型墻板比MOW 型墻板提高了5.2%，MW 型比OW型墻板提高了16.7%，說明相同的增強材料條件下，改變墻板的復(fù)合方式，不能顯著提升改性墻板的極限承載力，原因在于多層墻板破壞時，中間層鋼絲網(wǎng)提供的拉力較小，而玻纖網(wǎng)變形較大，在墻板破壞時中間層玻纖網(wǎng)能夠有效地提供抗拉強度。在MMW型墻板的對比中，極限荷載沒有明顯的差異，說明在多層復(fù)合方式條件下，改變芯材厚度，或者繼續(xù)增加芯材層數(shù)，不能有效提高墻板的極限荷載，原因在于中間層鋼絲網(wǎng)位置的改變，對極限荷載無顯著影響。

3.2 墻板荷載-跨中撓度曲線分析

改性型和普通型墻板抗彎試驗過程中，采集的均布荷載(包含墻板自重)和跨中撓度對應(yīng)的荷載-跨中撓度曲線如圖6 所示。

圖6 各組墻板抗彎試驗荷載-跨中曲線對比圖

在試驗加載初期，荷載-位移曲線近似直線，這時改性型和普通型墻板處于彈性階段，芯材和砂漿組合良好，此時墻板的剛度由砂漿和增強材料提供，鋼絲網(wǎng)代替耐堿玻纖網(wǎng)或改變復(fù)合方式后，墻板的整體剛度變大，所測得的開裂荷載增大(見表3)；墻板開裂后，芯材與砂漿協(xié)同工作性能受到影響，曲線出現(xiàn)拐點；隨著荷載的繼續(xù)增加，墻板裂縫不斷增加，曲線斜率逐漸減小，墻板整體剛度變小，墻板的撓度隨荷載增大呈非線性變化，墻板進入彈塑性階段；在破壞階段，下部砂漿層內(nèi)增強材料達到屈服，墻板撓度急劇增大，墻板達到極限狀態(tài)，停止加載。

由圖6(c)和(e)所示，墻板復(fù)合方式相同，增強材料不同。彈性階段內(nèi)鋼絲網(wǎng)墻板的曲線斜率大于耐堿玻纖網(wǎng)墻板的曲線斜率，說明鋼絲網(wǎng)代替耐堿玻纖網(wǎng)可以提高墻板的初始剛度。由圖6(a)和(d)所示，墻板的增強材料相同，復(fù)合方式不同。在彈性階段內(nèi)多層芯材墻板的斜率大于單層芯材墻板的曲線斜率，說明改變復(fù)合方式可以提高墻板的初始剛度。

3.3 墻板荷載-應(yīng)變曲線分析

由于墻板開裂導(dǎo)致應(yīng)變片的底面出現(xiàn)部分裂縫，應(yīng)變片將提前退出工作，所以只分析砂漿面層在開裂之前的數(shù)據(jù)，荷載-應(yīng)變曲線如圖7 所示。

圖7 改性和普通型墻板砂漿面層應(yīng)變曲線圖

墻板開裂前，隨著荷載的增加，其砂漿面層應(yīng)變呈線性增長趨勢。各組墻板拉、壓應(yīng)變基本對稱，這表明墻板兩側(cè)砂漿面層的應(yīng)變變形基本協(xié)調(diào)，截面的中性軸穩(wěn)定在墻板截面中間，墻板整體展現(xiàn)出穩(wěn)定的完全組合工作狀態(tài)。這樣的組合工作狀態(tài)，意味著采用開裂理論分析時，可把試驗中的墻板視為一個整體進行計算。

4 墻板承載力理論計算

4.1 開裂彎矩理論值計算

改性墻板開裂前處于彈性階段，根據(jù)以下基本假定對其進行開裂彎矩的計算:(1)平截面假定；(2)墻板開裂前處于彈性狀態(tài)(試驗已驗證)，可以采用材料力學(xué)的公式計算其應(yīng)力和應(yīng)變；(3)取砂漿層的抗拉強度fmt作為砂漿層的開裂極限應(yīng)力。

開裂彎矩的理論值計算參考混凝土受彎墻板的計算方法[18]。改性墻板的截面形狀為回字型，由于遵循平截面假定，受拉和受壓側(cè)的鋼絲網(wǎng)與芯材的應(yīng)變和相鄰的砂漿應(yīng)變相等，在不改變抗彎慣性矩的情況下，將受拉壓側(cè)的鋼絲網(wǎng)與芯材等效成砂漿，把截面換算成“工”字型，進而使用材料力學(xué)公式對其進行開裂彎矩計算，截面換算模型如圖8 所示。

圖8 改性墻板的截面換算圖

鋼絲網(wǎng)和芯材等效成砂漿截面的過程分別由式(1)～(4)表示為

式中Es為鋼絲網(wǎng)彈性模量，MPa；Ec為砂漿彈性模量，MPa；Eb為芯材彈性模量，MPa；Asc、A′sc分別為換算成砂漿后受拉、受壓鋼筋的面積，mm2；As為換算前受拉側(cè)和受壓側(cè)的配筋面積，mm2；Ascf為換算成砂漿后芯材的面積，mm2；Asw為換算前芯材的面積，mm2；x為鋼絲網(wǎng)換算成砂漿后寬度的一半，mm；d為鋼絲網(wǎng)的直徑，mm；hw為芯材的厚度，mm；xw為芯材換算成砂漿后的寬度，mm。

換算截面后單層芯材墻板的慣性矩由式(5)表示為

式中b為改性墻板的寬度，mm；h為改性墻板的厚度，mm；bw為換算成砂漿后芯材和兩側(cè)砂漿總厚度，mm；t1為外層砂漿的厚度，mm。換算截面后多層芯材墻板的慣性矩由式(6)表示為

式中t2為中間層砂漿的厚度，mm。

開裂彎矩Mcr由式(7)表示為

式中fmt為砂漿抗拉強度，N/mm2。將表2 中材料的基本力學(xué)性能參數(shù)代入式(7)，得到開裂荷載理論值與試驗值，兩者對比見表4，結(jié)果表明二者吻合較好，進一步驗證了上述改性墻板理論彎矩計算試驗?zāi)Ｐ偷恼_性。

表4 開裂荷載理論值與試驗值的對比表

4.2 極限承載力理論值計算

由試驗現(xiàn)象可知，改性墻板的破壞過程為:裂縫發(fā)展，下部砂漿退出工作，拉力由鋼絲網(wǎng)承擔(dān)。受壓區(qū)砂漿未達到極限壓應(yīng)變，受拉鋼絲網(wǎng)達到抗拉強度而發(fā)生斷裂破壞，中和軸上移，墻板發(fā)生破壞，MOW 型墻板截面如圖9(a)所示，其應(yīng)變分布如圖9(b)所示。受壓區(qū)砂漿的應(yīng)力簡圖采用矩形形式，如圖9(c)所示。

圖9 MOW 型墻板極限承載力計算簡圖

在進行極限承載力計算時，作出如下假設(shè):

(1)符合平截面假定；

(2)對于下部耐堿玻纖網(wǎng)，取其拉伸斷裂強度作為玻纖網(wǎng)的極限強度；

(3)忽略芯材的抗拉作用；

(4)忽略砂漿層的抗拉作用；

(5)忽略受壓區(qū)鋼絲網(wǎng)的抗壓作用。

墻板截面的受力情況可分解為:受壓區(qū)砂漿合力Cm、受壓區(qū)鋼絲網(wǎng)合力Tc以及受拉區(qū)鋼絲網(wǎng)合力Ts。根據(jù)力的平衡條件，可以建立如下平衡方程，由式(8)～(13)表示為

式中Cm和Tc分別為受壓混凝土和受壓鋼絲網(wǎng)所受壓力，N；Ts為受拉鋼絲網(wǎng)所受拉力，N；Em為砂漿彈性模量，MPa；εcm為受壓砂漿應(yīng)變；b為改性墻板的寬度，mm；x為受壓區(qū)高度，mm；εsc為受壓鋼絲網(wǎng)應(yīng)變；Es為鋼絲網(wǎng)彈性模量，MPa；Aa和A′a分別為受拉鋼絲網(wǎng)和受壓鋼絲網(wǎng)的截面面積，mm2；fy為鋼絲網(wǎng)的抗拉強度設(shè)計值，MPa；εs為鋼絲網(wǎng)極限拉應(yīng)變，取εs＝0.006；h為改性墻板的高度，mm；t1為外層砂漿的厚度，mm。

綜上，聯(lián)立式(8)～(13)可得受壓區(qū)高度x，此時受壓區(qū)高度應(yīng)符合條件x≤t1；若x＞t1，取x＝t1。

根據(jù)彎矩平衡方程，得出極限彎矩Mu，由式(14)表示為

由表3 的數(shù)據(jù)可知，對于改性墻板，單層芯材和多層芯材的極限承載力相差較小，因此可將單層芯材的極限承載力乘以放大系數(shù)β，取β＝1.05，此時可以近似得到MMW1 型墻板的極限彎矩Mmu，由式(15)表示為

5 結(jié)論

對改性墻板的抗彎性能開展了試驗研究，分析了增強材料、復(fù)合方式和增強材料與中和軸之間的距離對改性墻板抗彎性能的影響，主要得到以下結(jié)論:

(1)增強材料或復(fù)合方式的改變，均使墻板的剛度和開裂荷載得到有效提高；改變增強材料距中和軸的距離對剛度和開裂承載力的影響不明顯，為便于墻板工業(yè)化生產(chǎn)，建議選用三層芯材改性墻板。

(2)單層芯材普通墻板、單層和三層芯材改性墻板的破壞模式均為彎曲破壞，而三層芯材普通墻板的破壞模式為彎剪破壞。墻板開裂以后，三層芯材普通墻板極限承載力主要取決于耐堿玻纖網(wǎng)的拉力，由于耐堿玻纖網(wǎng)變形過大，墻板在受力過程中芯材和砂漿層之間產(chǎn)生滑移，最終造成彎剪破壞；改性墻板的鋼絲網(wǎng)變形較小，發(fā)生彎曲破壞。

(3)改性墻板開裂前，剛度大、撓度小，芯材、砂漿和增強材料組合良好，采用強度控制開裂承載力比較合理，考慮發(fā)泡水泥芯材的抗彎剛度，根據(jù)混凝土受彎理論得到開裂承載力計算公式，理論計算值與試驗值吻合較好；墻板開裂后，彎曲撓度明顯，極限承載力主要取決于鋼絲網(wǎng)的抗拉強度，根據(jù)抗彎理論得到極限承載力計算公式，理論值與試驗值吻合較好。