曹萬林,劉 策,劉思媛,楊兆源,劉亦斌,陳玉寶

(1. 北京工業(yè)大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)部,北京 100124; 2. 內(nèi)蒙古建能興輝陶瓷有限公司,內(nèi)蒙古 鄂爾多斯 017000)

0 引言

隨著裝配式建筑技術(shù)發(fā)展,具有抗震、抗風(fēng)、抗火和保溫等優(yōu)勢(shì)的一體化、多功能外圍護(hù)墻板結(jié)構(gòu)體系受到廣泛關(guān)注[1]。發(fā)泡陶瓷是一種以工業(yè)固體廢棄物(尾礦渣、粉煤灰、拋光渣)為原料,經(jīng)高溫發(fā)泡燒制成的高氣孔率的閉孔陶瓷材料,具有輕質(zhì)高強(qiáng)、保溫隔熱、環(huán)保耐腐蝕的特點(diǎn)。發(fā)泡陶瓷板制備過程中,可燒制成各類陶瓷光面的裝飾面層,裝飾面層的厚度通常為5 mm。發(fā)泡陶瓷為多孔結(jié)構(gòu),當(dāng)表面不制備成光滑的陶瓷面時(shí),與砂漿具有良好的黏結(jié)性能。發(fā)泡陶瓷板是制備保溫圍護(hù)一體化墻板的理想材料。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)于發(fā)泡陶瓷材料進(jìn)行了研究。FEMANDES等[2]利用碎玻璃以及粉煤灰等再生資源作為主要原料,以SiC為發(fā)泡劑制出微晶發(fā)泡玻璃,發(fā)現(xiàn)SiC影響其表觀密度與抗壓強(qiáng)度;VERESHAGIN等[3]以沸石為原料制備微晶發(fā)泡玻璃,結(jié)果表明,通過特定的原料配比,可以制備出強(qiáng)度1.6 MPa的微晶發(fā)泡玻璃。李偉光等[4]以尾礦以及廢棄紅泥為原料,研究了坯料化學(xué)成分組成、發(fā)泡劑摻量等對(duì)發(fā)泡陶瓷性能的影響,結(jié)果表明,通過特定的原料配比,可以制備出表觀密度為992 kg/m3,抗壓強(qiáng)度為24.1 MPa的滿足建筑材料要求的發(fā)泡陶瓷材料。孫彤彤等[5]對(duì)發(fā)泡陶瓷保溫板進(jìn)行了力學(xué)性能和抗震性能試驗(yàn),結(jié)果表明,發(fā)泡陶瓷板能夠滿足7度區(qū)的抗震設(shè)防要求。李奉閣等[6-8]對(duì)泡沫微晶玻璃磚砌體進(jìn)行了軸心抗壓、抗剪以及抗震性能試驗(yàn),結(jié)果表明,泡沫微晶玻璃磚砌體力學(xué)性能良好,可以替代燒結(jié)黏土磚作為承重墻體使用。

隨著國(guó)家對(duì)于裝配式建筑的大力推廣,外圍護(hù)體系逐漸向圍護(hù)保溫裝飾一體化方向發(fā)展。建筑外圍護(hù)體系主要承受風(fēng)荷載、地震以及偶然荷載作用,平面外受力性能是評(píng)價(jià)外圍護(hù)體系的重要指標(biāo)。李正農(nóng)等[9]對(duì)國(guó)內(nèi)外低矮建筑抗風(fēng)問題的研究與應(yīng)用進(jìn)行了綜述,論述了低矮建筑的體型對(duì)表面風(fēng)壓的影響。謝昭波等[10]研究了地震作用、結(jié)構(gòu)層間變形和墻體面外加速度作用導(dǎo)致填充墻體破壞墜落的機(jī)制,通過擬靜力試驗(yàn)研究不同面外加速度、不同層間位移角下墻體破壞墜落面積比并給出擬合公式。李硯波等[11]對(duì)混凝土夾心保溫板抗彎性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究,分析了影響構(gòu)件位移的因素,提出了均布荷載作用下的位移計(jì)算公式。李悅等[12]研究了輕質(zhì)混凝土復(fù)合墻板與鋼框架間采用減震節(jié)點(diǎn)連接的復(fù)合墻板鋼框架結(jié)構(gòu)的抗震性能,結(jié)果表明,輕質(zhì)混凝土墻板提高了鋼框架的抗震性能。曹萬林等[13]提出一種輕鋼-尾礦微晶發(fā)泡組合墻,并進(jìn)行了平面外受力性能試驗(yàn),結(jié)果表明,輕鋼龍骨與發(fā)泡板有良好的平面外共同工作性能。王如偉等[14]提出了一種裝配式輕鋼框架-內(nèi)保溫復(fù)合墻結(jié)構(gòu),研究了不同洞口類型對(duì)于結(jié)構(gòu)抗震性能的影響,結(jié)果表明,開洞類型顯著影響結(jié)構(gòu)的承載能力及變形能力,洞口的設(shè)置降低了試件的峰值荷載及位移。曹萬林等[15]、邊瑾靚等[16]對(duì)輕鋼-尾礦微晶發(fā)泡板組合墻進(jìn)行了軸壓性能試驗(yàn),結(jié)果表明,粉煤灰砌塊與輕鋼龍骨以及尾礦微晶發(fā)泡板共同工作性能好,可以顯著提高組合墻抗壓能力。董宏英等[17]進(jìn)行了2層單跨輕鋼框架外掛微晶發(fā)泡板足尺結(jié)構(gòu)的振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn),結(jié)果表明,在8度罕遇地震下,輕鋼框架與外掛微晶發(fā)泡板損傷較輕,結(jié)構(gòu)整體具有良好的抗震性能。

由于發(fā)泡陶瓷屬于脆性材料,如何在工程建設(shè)中合理應(yīng)用,工程界十分關(guān)注。本文提出了一種面層強(qiáng)化型發(fā)泡陶瓷板,克服了發(fā)泡陶瓷脆性破壞的弊端,增強(qiáng)了平面外受力性能。面層強(qiáng)化型發(fā)泡陶瓷板由普通發(fā)泡陶瓷板面層復(fù)合高性能砂漿層而成,進(jìn)行了不同設(shè)計(jì)參數(shù)的發(fā)泡陶瓷板及面層強(qiáng)化型發(fā)泡陶瓷板平面外受力性能試驗(yàn),試件參數(shù)包括:發(fā)泡陶瓷板是否嵌入鋼筋網(wǎng),鋼筋網(wǎng)分布間距以及嵌入深度;發(fā)泡陶瓷板是否復(fù)合高性能砂漿面層,復(fù)合高性能砂漿面層是單面復(fù)合還是雙面復(fù)合。本文通過試驗(yàn)和有限元模擬,綜合分析了各試件平面外受力性能,為工程應(yīng)用提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)制作了9個(gè)尺寸為長(zhǎng)1200 mm、寬1200 mm、發(fā)泡陶瓷板厚80 mm試件,主要設(shè)計(jì)參數(shù)包括有無內(nèi)嵌鋼筋網(wǎng),鋼筋網(wǎng)內(nèi)嵌深度,鋼筋間距(配筋率)以及復(fù)合高性能砂漿面層是單面復(fù)合還是雙面復(fù)合,各試件設(shè)計(jì)參數(shù)如表1所示。表1中:試件編號(hào)W代表無強(qiáng)化面層,D代表單面強(qiáng)化面層,DY代表單面強(qiáng)化面層且砂漿中設(shè)置鋼絲網(wǎng),SY代表雙面強(qiáng)化面層且砂漿中設(shè)置鋼絲網(wǎng);第一個(gè)數(shù)字表示鋼筋網(wǎng)嵌入發(fā)泡陶瓷板的深度,第二個(gè)數(shù)字表示鋼筋分布間距。試件SY-40-200的設(shè)計(jì)如圖1所示。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)

試件制作:除試件W-0-0外,其他試件的發(fā)泡陶瓷板開槽,在開槽處填充灌漿料并隨即將鋼筋網(wǎng)嵌入發(fā)泡陶瓷板開槽底部;對(duì)于試件D-40-200,發(fā)泡陶瓷板嵌入鋼筋網(wǎng)后,在嵌入鋼筋網(wǎng)的面層抹10 mm厚水泥砂漿層;對(duì)于試件DY-40-200,發(fā)泡陶瓷板嵌入鋼筋網(wǎng)后,在開槽面抹5 mm厚水泥砂漿層并鋪設(shè)鋼絲網(wǎng),然后在表面涂抹5 mm厚水泥砂漿,面層砂漿共計(jì)10 mm厚;對(duì)于試件SY-40-200,發(fā)泡陶瓷板嵌入鋼筋網(wǎng)后,雙面各抹5 mm厚水泥砂漿層,然后鋪設(shè)鋼絲網(wǎng),再抹5 mm厚水泥砂漿,2個(gè)面層的砂漿厚度均為10 mm。試件SY-40-200制作過程如圖2所示。

圖2 試件SY-40-200制作過程

1.2 材料性能

發(fā)泡陶瓷板由內(nèi)蒙古建能興輝陶瓷有限公司制備,采用粉煤灰、爐膛渣和拋光渣等原料經(jīng)高溫焙燒發(fā)泡等工藝制成。進(jìn)行了發(fā)泡陶瓷材料力學(xué)性能試驗(yàn),發(fā)泡陶瓷立方體抗壓性能試驗(yàn)如圖3所示,劈裂抗拉性能試驗(yàn)如圖4所示,抗彎性能試驗(yàn)如圖5所示。實(shí)測(cè)發(fā)泡陶瓷的力學(xué)性能如表2所示。鋼筋網(wǎng)采用直徑為5 mm的冷拔帶肋鋼筋,其實(shí)測(cè)力學(xué)性能如表3所示。實(shí)測(cè)灌漿料及砂漿面層力學(xué)性能如表4所示。

表2 發(fā)泡陶瓷力學(xué)性能

表3 鋼筋力學(xué)性能

圖3 立方體抗壓性能試驗(yàn)

圖5 抗彎性能試驗(yàn)

表4 水泥基材料力學(xué)性能

1.3 加載裝置及加載

試驗(yàn)在中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所地震工程實(shí)驗(yàn)中心完成。以集中力加載方式加載,采用力-位移聯(lián)合控制加載,試驗(yàn)開始采用力控制加載,每級(jí)加載0.5 kN,待板底出現(xiàn)貫通裂縫后轉(zhuǎn)為位移控制加載,每級(jí)加載1 mm;每級(jí)穩(wěn)定1 min,觀察并記錄試驗(yàn)現(xiàn)象;當(dāng)試件承載力下降至峰值荷載的85%時(shí),停止加載,結(jié)束試驗(yàn)。加載裝置如圖6所示。

圖6 加載裝置示意圖

1.4 測(cè)點(diǎn)布置

在試件中心以及邊緣跨中布置5個(gè)位移計(jì)(D1～D5),記錄平面外變形;支座處布置4個(gè)位移計(jì)(D6～D9),記錄支座沉降;試件底部粘貼應(yīng)變片,以測(cè)量發(fā)泡陶瓷板受拉側(cè)應(yīng)變。應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置如圖7所示,位移測(cè)點(diǎn)布置如圖8所示。

圖7 試件應(yīng)變片布置圖 圖8 位移計(jì)布置圖

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 試件破壞特征

試件的破壞特征主要分為三類,無配筋試件脆性明顯,試件碎裂;配筋無面層試件表現(xiàn)出彈塑性變形特征,裂縫開展充分,板上表面受壓破壞;面層強(qiáng)化型試件,表現(xiàn)出較好的延性,面層限制裂縫開展,試件整體性好。

試件W-0-0為脆性破壞,達(dá)到極限承載力后板底裂縫開展,荷載陡降,開裂即壞,試件分成4塊小板。破壞照片如圖9所示。

圖9 W-0-0破壞特征

試件W-40-150:加載至彈性極限荷載后,板底出現(xiàn)2條相互垂直的貫通裂縫;加載過程中,裂縫繼續(xù)由板下表面向板上表面發(fā)展;到達(dá)極限荷載后,板上表面壓壞,試件承載力下降顯著。該試件的破壞特征及板下表面裂縫分布如圖10所示,圖10(b)中數(shù)字表示裂縫出現(xiàn)的順序。

圖10 試件W-40-150的破壞特征及裂縫分布

試件SY-40-200:隨著荷載增大,板下表面裂縫寬度增加、裂縫發(fā)展貫通并在板側(cè)面出現(xiàn)向板上表面發(fā)展的裂縫;加載至極限荷載時(shí),發(fā)泡陶瓷板與砂漿面層開裂,砂漿面層剝落,由于變形過大試件破壞。該試件的破壞特征及裂縫分布如圖11所示,圖11(b)中數(shù)字表示裂縫出現(xiàn)的順序。

圖11 試件SY-40-200的破壞特征及裂縫分布

2.2 荷載-撓度曲線

試件W-0-0與試件W-20-200荷載-撓度曲線如圖12(a)所示。試件W-20-200荷載-撓度曲線在彈性變形階段后,有彈塑性變形階段,試件延性較好。內(nèi)嵌鋼筋網(wǎng)可以有效約束裂縫開展,顯著提高發(fā)泡陶瓷板平面外受力性能;鋼筋網(wǎng)在試件出現(xiàn)裂縫后逐漸參與抗拉,進(jìn)一步提高了試件的極限承載力;2個(gè)試件的初始剛度接近,表明發(fā)泡陶瓷板開槽后灌注灌漿料后的整體性與未開槽板材接近。

圖12 荷載-撓度曲線

試件W-20-200、試件W-30-200、試件W-40-200的荷載-撓度曲線如圖12(b)所示。隨著試件嵌入鋼筋網(wǎng)的深度增加,即鋼筋網(wǎng)越靠近發(fā)泡陶瓷板中性軸位置,其極限承載力降低;3個(gè)試件的初始剛度和彈性極限荷載較為接近,表明發(fā)泡陶瓷板開槽深度對(duì)于試件初始剛度影響較小,內(nèi)嵌鋼筋網(wǎng)在彈性階段發(fā)揮的作用不明顯。但考慮到工程需求,發(fā)泡陶瓷墻板用于外圍護(hù)墻體時(shí),處于風(fēng)吸、風(fēng)壓并存的受力狀態(tài),因此,鋼筋網(wǎng)通常嵌入發(fā)泡陶瓷板厚度的中部,以防止墻板開裂。

試件W-40-150、試件W-40-200、試件W-40-250的荷載-撓度曲線如圖12(c)所示。3個(gè)試件的彈性階段剛度、彈性極限荷載相近,鋼筋間距對(duì)試件的彈性剛度和彈性極限荷載影響較小;試件的極限承載力隨著鋼筋間距的增大而顯著降低。

試件W-40-200、試件D-40-200的荷載-撓度曲線如圖12(d)所示。單面復(fù)合砂漿面層試件D-40-200與無砂漿面層試件W-40-200相比,平面外初始剛度增大,彈性極限荷載、極限承載力均明顯提高,延性得到提高。

試件D-40-200、試件DY-40-200的荷載-撓度曲線如圖12(e)所示。單面復(fù)合砂漿面層且附加鋼絲網(wǎng)試件DY-40-200與單面復(fù)合砂漿面層無鋼絲網(wǎng)試件D-40-200相比,初始剛度接近,彈性極限荷載、極限承載力均明顯提高。因此,板底附加砂漿面層且砂漿面層壓入鋼絲網(wǎng)后,鋼絲網(wǎng)可有效限制裂縫發(fā)展,明顯提升試件的平面外受力性能。

試件DY-40-200、試件SY-40-200的荷載-撓度曲線如圖12(f)所示。可見,雙面復(fù)合砂漿面層且附加鋼絲網(wǎng)試件SY-40-200與單面復(fù)合砂漿面層且附加鋼絲網(wǎng)試件DY-40-200相比,彈性極限荷載增大,極限承載力顯著提高,變形能力大幅度提升,在所有試件中其平面外受力性能最好。

分析各試件的荷載-撓度曲線,由圖12可知:無內(nèi)嵌鋼筋試件的荷載-撓度曲線達(dá)到極限荷載后下降迅速,脆性破壞特征顯著;內(nèi)嵌鋼筋網(wǎng)能夠約束裂縫開展,有效克服了發(fā)泡陶瓷脆性破壞的弊端;附加砂漿面層、在砂漿面層中設(shè)置鋼絲網(wǎng)均能有效提升試件的平面外受力性能。

2.3 曲線特征點(diǎn)

實(shí)測(cè)試件特征點(diǎn)荷載及位移如表5所示。表中,Py為屈服荷載,其數(shù)值與彈性極限荷載相等,Δy為屈服撓度,與彈性極限撓度相等;Pu為極限荷載,取試件荷載-撓度的峰值點(diǎn)作為極限荷載,Δu為極限荷載對(duì)應(yīng)撓度;板底跨中撓度達(dá)到凈跨1100 mm的1/200時(shí),對(duì)應(yīng)的荷載為PL/200,L為板凈跨;裂縫寬度達(dá)到0.2 mm時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載、位移分別為P0.2、Δ0.2。

表5 試件特征點(diǎn)荷載及位移

由表5可知:①內(nèi)置鋼筋網(wǎng)試件中,無附加面層試件、帶附加面層試件極限承載力時(shí)Δu/L平均值別為1/64、1/70;其中,試件W-40-200、SY-40-200極限承載力時(shí)Δu/L值分別為1/62、1/63,表明采取合理構(gòu)造措施后,可顯著提高發(fā)泡陶瓷板的變形能力;②附加面層試件與無附加面層試件相比,彈性極限荷載平均提高了49.7%,極限承載力平均提高了9.7%。

2.4 平面外剛度

采用集中荷載與跨中撓度的比值來表示試件的平面外剛度。實(shí)測(cè)剛度-撓度曲線比較如圖13所示。各試件的剛度退化趨勢(shì)均表現(xiàn)為緩降-陡降-緩降3個(gè)階段。發(fā)泡陶瓷墻板試件在出現(xiàn)第一條貫通裂縫之前處于彈性工作狀態(tài),剛度保持穩(wěn)定;隨著荷載增加,試件進(jìn)入彈塑性工作階段,板底出現(xiàn)裂縫并不斷發(fā)展、延伸,剛度退化速率加快;隨著試件損傷加劇,其剛度變化趨緩,剛度退化速度趨于穩(wěn)定。由圖13(a)可知,配筋率較高的試件剛度較大。由圖13(b)可知,鋼筋網(wǎng)埋深較淺的試件剛度較大且退化較慢。由圖13(c)可知,雙面附加面層且設(shè)置鋼絲網(wǎng)的試件,剛度較大且退化較慢。

圖13 各試件剛度退化曲線比較

2.5 應(yīng)變分析

試件W-40-150的實(shí)測(cè)荷載-應(yīng)變曲線如圖14所示。由圖可知,發(fā)泡陶瓷極限拉應(yīng)變多數(shù)不超過300 με。由圖14(a)可見,板底形心處正交雙向應(yīng)變變化過程不同,即裂縫開展先后次序不同,但隨著裂縫開展其應(yīng)變發(fā)展逐漸接近。將圖14(b)與圖14(a)比較可見,試件板底跨中應(yīng)變發(fā)展規(guī)律(圖14(b))與板底形心(圖14(a))應(yīng)變變化相近?？拷缰械?5°方向測(cè)點(diǎn)C9應(yīng)變(圖14(c))顯著大于靠近支座的測(cè)點(diǎn)C10應(yīng)變。由圖14(d)可見,試件板底鋼筋開槽位置各測(cè)點(diǎn)變形規(guī)律與試件板底跨中的其他測(cè)點(diǎn)應(yīng)變規(guī)律相近。

圖14 試件W-40-150荷載-應(yīng)變曲線

3 承載力計(jì)算

3.1 彈性極限承載力計(jì)算

當(dāng)發(fā)泡陶瓷受拉區(qū)邊緣纖維達(dá)到極限拉應(yīng)力時(shí),試件處于彈性極限狀態(tài)。此時(shí),發(fā)泡陶瓷處于彈性工作狀態(tài),假定:①發(fā)泡陶瓷截面變形符合平截面假定,受拉區(qū)邊緣材料應(yīng)變等于發(fā)泡陶瓷極限拉應(yīng)變;②受拉區(qū)及受壓區(qū)砂漿面層相比發(fā)泡陶瓷的厚度較薄,應(yīng)力圖形簡(jiǎn)化為矩形,相應(yīng)砂漿面層及鋼絲網(wǎng)的應(yīng)變?nèi)∠噜彴l(fā)泡陶瓷應(yīng)變。

其中試件SY-40-200的彈性極限承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖15所示,已知發(fā)泡陶瓷極限拉應(yīng)變,根據(jù)平截面假定與幾何關(guān)系可以得出砂漿、鋼絲網(wǎng)以及鋼筋的應(yīng)變,通過計(jì)算得出其應(yīng)力。

圖15 彈性極限荷載計(jì)算簡(jiǎn)圖

對(duì)于任一截面高度均可由應(yīng)力、應(yīng)變關(guān)系,以及平衡條件求得xcr。

由∑X=0,得

(1)

由∑M=0,得

(2)

(3)

式中:Mcr為彈性極限荷載對(duì)應(yīng)的彎矩;Fy為彈性極限承載力;L為平行于板邊的支座距離,為1100 mm;xcr為相對(duì)受壓區(qū)高度;σs、σ′s分別為受壓區(qū)、受拉區(qū)砂漿應(yīng)力;σg、σ′g分別為受壓與受拉鋼絲網(wǎng)應(yīng)力;σf、σ′f分別為受壓區(qū)和受拉區(qū)發(fā)泡陶瓷應(yīng)力;σG為鋼筋網(wǎng)的應(yīng)力;h1、h2為砂漿層厚度,為10 mm;h為發(fā)泡陶瓷板厚度,為80 mm;a為鋼筋埋置深度;b為試件截面寬度,為1200 mm;As1為鋼絲網(wǎng)的截面積,為15.38 mm2;As2為單向鋼筋面積之和。

將試件參數(shù)代入上述計(jì)算模型,可得出各試件彈性極限承載力,結(jié)果如表6所示。

表6 試件彈性極限承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值

由表6可知,各試件的彈性極限承載力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值比值的平均值為1.02,方差為0.002,變異系數(shù)為0.051,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好。

3.2 極限承載力計(jì)算

試驗(yàn)依據(jù)發(fā)泡陶瓷板進(jìn)入彈塑性變形階段,受拉區(qū)鋼絲網(wǎng)鋼絲屈服、受拉區(qū)砂漿開裂、受拉區(qū)發(fā)泡陶瓷板開裂、鋼筋網(wǎng)鋼筋受拉屈服,受壓區(qū)發(fā)泡陶瓷壓碎,試件發(fā)生彎曲破壞。破壞時(shí)發(fā)泡陶瓷板受壓區(qū)邊緣壓碎,但受壓區(qū)砂漿面層無明顯破壞,以此時(shí)發(fā)泡陶瓷的應(yīng)力、應(yīng)變來換算砂漿面層的工作貢獻(xiàn),受壓區(qū)鋼絲網(wǎng)應(yīng)力水平小于受拉鋼絲網(wǎng),加之受壓鋼絲網(wǎng)存在穩(wěn)定問題,故計(jì)算中可不考慮受壓鋼絲網(wǎng)的貢獻(xiàn)。

假設(shè):①不考慮受拉區(qū)砂漿層、發(fā)泡陶瓷板的抗拉作用;②嵌入的鋼筋網(wǎng)鋼筋屈服;③忽略受壓區(qū)附加鋼絲網(wǎng)的抗力;④發(fā)泡陶瓷板的受壓區(qū)應(yīng)力等效簡(jiǎn)化成矩形分布的受壓屈服的區(qū)域,受壓區(qū)高度為x。

試件極限承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖如圖16所示。

圖16 極限承載力計(jì)算簡(jiǎn)圖

根據(jù)力平衡得:

x=(fy1As1+fy2As2-fsbh2)/ffb

(4)

則試件的承載力為:

Mu=fy1As1(h-(x-h1)/2)+fy2As2(h-x)/2+fsbh2(x+h2)/2

(5)

(6)

式中:Mu為極限彎矩;Fu為極限承載力;L為平行于板邊的支座距離,為1100 mm;x為相對(duì)受壓區(qū)高度;h為發(fā)泡陶瓷板厚度,取80 mm;h1、h2為砂漿層厚度,各10 mm;b為試件截面寬度,為1200 mm;fy1、fy2分別為鋼絲網(wǎng)、鋼筋網(wǎng)的屈服強(qiáng)度;fs為極限狀態(tài)下砂漿面層的換算強(qiáng)度;As1為鋼絲面積之和;As2為鋼筋面積之和。

將試件參數(shù)代入上述計(jì)算模型,可得出各試件極限承載力,結(jié)果如表7所示。

表7 試件極限承載力計(jì)算值與試驗(yàn)值

由表7可知,各試件的極限荷載實(shí)測(cè)值與計(jì)算結(jié)果的比值的平均值為0.958,方差為0.0003,變異系數(shù)為0.02,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果符合較好。

4 有限元模擬

4.1 模型建立

采用ABAQUS軟件進(jìn)行有限元模擬,發(fā)泡陶瓷和砂漿面層采用C3D8R實(shí)體單元;鋼筋網(wǎng)與鋼絲網(wǎng)采用T3D2三維桁架單元進(jìn)行模擬。發(fā)泡陶瓷和砂漿面層的本構(gòu)模型分別采用文獻(xiàn)[18]和文獻(xiàn)[19]的本構(gòu)模型。鋼筋與鋼絲網(wǎng)采用理想彈塑性模型。鋼筋網(wǎng)與鋼絲網(wǎng)分別內(nèi)置于發(fā)泡陶瓷板和砂漿面層,發(fā)泡陶瓷板與砂漿面層界面定義為Tie綁定約束;試驗(yàn)過程中的邊界條件為四點(diǎn)簡(jiǎn)支,模型的邊界條件定義為鉸接。

4.2 有限元結(jié)果分析

試件SY-40-200的Von mises應(yīng)力分布如圖17所示。由圖17可知,鋼筋網(wǎng)在試件加載過程中的應(yīng)力分布變化過程,當(dāng)處于試件彈性極限狀態(tài)時(shí),鋼筋網(wǎng)應(yīng)力較小,由于鋼筋網(wǎng)中部受到集中力作用應(yīng)力水平高于周邊;當(dāng)F=PL/200時(shí),鋼筋網(wǎng)仍處于彈性狀態(tài),跨中應(yīng)力水平高于角部;當(dāng)試件處于極限狀態(tài)時(shí),鋼筋網(wǎng)跨中鋼筋達(dá)到屈服應(yīng)力,相較于F=PL/200時(shí)應(yīng)力向角部分散,鋼筋網(wǎng)整體處于較高應(yīng)力水平。

圖17 鋼筋網(wǎng)應(yīng)力分布

發(fā)泡陶瓷板下表面各階段應(yīng)力分布狀態(tài)如圖18所示,當(dāng)試件處于彈性極限狀態(tài)時(shí),板底中心處應(yīng)力水平較高,與試驗(yàn)過程中跨中出現(xiàn)受拉裂縫現(xiàn)象符合;當(dāng)F=PL/200時(shí),發(fā)泡陶瓷板底中心應(yīng)力水平較高;當(dāng)試件處于極限狀態(tài)時(shí),由于有面層加強(qiáng),發(fā)泡陶瓷板應(yīng)力均勻分布,試驗(yàn)中板底裂縫充分開展,二者符合較好。

圖18 發(fā)泡陶瓷板應(yīng)力分布

受拉側(cè)砂漿面層各受力階段應(yīng)力分布情況如圖19所示,當(dāng)試件處于彈性極限狀態(tài)時(shí),面層中心處應(yīng)力水平較高;當(dāng)試件處于極限狀態(tài)時(shí),面層跨中應(yīng)力水平較高,對(duì)比圖11(b)的裂縫分布情況可知,有限元模擬結(jié)果與試驗(yàn)過程中裂縫的開展情況符合。

圖19 砂漿面層應(yīng)力分布

試件W-20-200、D-40-200、DY-40-200與SY-40-200的荷載-撓度曲線模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖20所示。各試件荷載-撓度曲線的試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果符合較好。曲線特征點(diǎn)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果比較如表8所示。

圖20 試驗(yàn)與有限元荷載-撓度曲線對(duì)比

表8 實(shí)測(cè)承載力與有限元模擬值對(duì)比

5 結(jié)論

1)內(nèi)嵌鋼筋網(wǎng)可克服發(fā)泡陶瓷板脆性破壞,發(fā)泡陶瓷板開槽嵌入鋼筋網(wǎng)后采用灌漿料粘結(jié)可保證鋼筋網(wǎng)與發(fā)泡陶瓷板共同工作,可以顯著提升試件受力全過程的性能。試件的彈性極限荷載與極限承載力,隨著鋼筋配筋率的增加而增大,隨著鋼筋嵌入深度的增加而減小。

2)與普通發(fā)泡陶瓷板相比,面層強(qiáng)化型發(fā)泡陶瓷板的承載力、剛度和變形能力顯著提升。內(nèi)置鋼筋網(wǎng)試件中,附加面層試件與無附加面層試件相比,彈性極限荷載平均提高了49.7%,極限承載力平均提高了9.7%。

3)試件砂漿面層中設(shè)置鋼絲網(wǎng)可以限制試件裂縫發(fā)展,提升試件的彈性極限荷載、極限承載力及變形能力。

4)宜首選雙面砂漿面層強(qiáng)化型發(fā)泡陶瓷板用作建筑圍護(hù)墻板,它具有圍護(hù)、保溫、裝飾一體化的優(yōu)勢(shì)。